Dimensionnement

    L'utilité de la STEP est de stocker de l'énergie. Après l'étude économique nous souhaitons donc être à même de stocker 10 GWh. Le projet de gestion hebdomadaire de cette STEP conduit à être capable de remplir le bassin en 15 heures le week-end plus quelques heures de turbinage et requiert alors une puissance installée de 800 MW. A partir de ces contraintes nous avons alors dimensionné le bassin supérieur, les conduites forcées, et l'aménagement de la prise d'eau en mer. Les calculs et décisions sont développés dans les onglets suivants. Nous présentons ici les résultats principaux retenus.

Représentation du dimensionnement globale de la STEP

(Source : Maxime Daniel et Adrien Napoly, INDESIGN)

Dimensionnement du bassin :

     Le bassin supérieur est doté d'une capacité de stockage de 34 millions de m3. Il couvre une surface de 1,7 km2 et possède une hauteur de 20 m. Il est situé à une altitude de 105 m, ce qui permet un stockage de 10 GWh. Le bassin est maintenu par un barrage en remblais de type poids. Celui-ci est réalisé à l'aide de la craie excavée lors du nivelage, et recouverte par une géomembrane et des enrochements pour en assurer l'imperméabilité.

Dimensionnement des conduites forcées :

     En vue de répondre à une puissance de 800 MW, un débit d'environ 760 m3.s-1 est nécessaire. Nous choisissons alors d'utiliser quatre conduites forcées différentes, transportant chacune 190 m3.s-1. La longueur des conduites est établie de manière à pouvoir pomper ce débit à tout moment (c'est-à-dire même lors d'un épisode de marées basse en vives eaux). Pour un rendement global de la STEP de 80 %, les pertes de charges linéaires maximales acceptables sont alors déterminées à 4,5 % et nous permettent de dimensionner ces conduites. Chaque conduite fait alors 690 m de long et a des diamètres amont et aval des machines de 7,6 m.

Aménagement de la prise d'eau en mer :

    Étant donnés les problèmes d'aspiration de poissons et de débris anthropiques ou naturels, il est nécessaire d'aménager cette prise d'eau. De plus, l'existence de la houle au niveau du pompage turbinage en mer est un problème. Pour cela, on construira un bassin (constitué d'enrochements) de 40 m de diamètre et de 13 m de hauteur autour des quatre prises d'eau.

     Le tableau ci-après regroupe les résultats majeurs de notre dimensionnement :

Puissance installée totale Puissance par groupe Capacité de stockage brut Capacité disponible Hauteur du bassin supérieur Périmètre / Longueur du barrage Hauteur de charge moyenne Débit dans les conduites
800MW 200MW 10GWh 7,5GWh 20m 5,2km 110m 190m.s-1
Hauteur du bassin inférieur Diamètre du bassin inférieur Longueur de conduite totale Longueur par groupe Diamètre des conduites Diamètre estimé des groupes Rendement des turbines-pompes Rendement de la STEP
13m 40m 2760m 690m 7,6m 5,2m 96% 80%

 

 

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Dimensionnement des digues

     Pour réaliser les digues, deux méthodes sont envisagées : le barrage en remblais de type poids ou la technique des palplanches. Un rappel sur ces deux possibilités est présenté ci-dessous avant de détailler les calculs nécessaires à la stabilité de l'ouvrage et aux respects des contraintes d'implantation de la STEP. Ces dernières sont d'abord fonctionnelles puisque le bassin doit permettre de stocker 10 GWh et résister à de forts marnages. Enfin pour la réalisation d'un tel ouvrage, l'acceptabilité de la population est primordiale, le bassin doit donc satisfaire une esthétique convenable.

  •      Le barrage en remblais consiste en un talus de craie suffisamment haut et réparti sur l'ensemble du périmètre du bassin pour contenir l'eau. La figure ci-après présente la situation réelle. Les dimensions présentées retenues sont explicitées ultérieurement grâce aux différents calculs de stabilité.

           

Schéma de la première solution

(Source: Maxime Daniel et Adrien Napoly, INDESIGN)

 

     Conformément aux dimensions de la figure ci-dessus, le barrage est composé de deux parties. La partie intérieure admet une pente de 45° tandis que la partie extérieure est composée d'un talus de 5 m puis d'une pente de 55 m de large. L'utilisation du barrage en remblais a l'avantage de présenter une esthétique acceptable mais celle proposition est soumise aux problèmes d'infiltration. Pour limiter cette infiltration, la solution envisagée et la moins onéreuse, est d'ajouter une membrane géotextile. Cependant, du fait de l'importance du marnage, cette membrane doit être protégée par des enrochements du côté intérieur du bassin. Cette membrane est également présente sur le fond du bassin ce qui en assure la continuité.

  •      Les palplanches sont de longues plaques de métal fichées dans le sol. Le côté intérieur du bassin est donc en contact avec ces palplanches tandis que le côté extérieur au bassin accueille un talus permettant d'une part de soutenir les palplanches et d'autre part de fournir une esthétique acceptable pour l'entourage. Le schéma ci-dessous illustre le principe; les dimensions étant celles adoptées et qui seront justifiées par la suite.

 

Schéma de la deuxième solution

(Source: Maxime Daniel et Adrien Napoly, INDESIGN)

 

     Conformément à la figure, les palplanches feront 25 m de long dont 5 m dans le sol pour assurer leur stabilité. La partie extérieure de la digue est la même que celle du barrage en remblais. La digue est réalisée à partir de la craie excavée par le terrassement du bassin. Les calculs de stabilité, justifiant les dimensions des palplanches et des digues, sont présentés par la suite. L'utilisation de palplanches permet une pose rapide et peu contraignante face aux conditions météorologiques. Cette méthode est simple à utiliser mais est plus coûteuse. Bien que les palplanches soient imperméables, on ne peut s'affranchir de la membrane géotextile sur le fond du bassin.

     Le tableau ci-après permet un récapitulatif des deux méthodes et donne les avantages et inconvénients de chacune d'elles, permettant de comprendre notre choix final.

 

Tableau récapitulatif des deux méthodes envisagées

Critères Technique Palplanches Technique Barrage en remblais
Prix Très coûteux Peu cher
Volume d'eau Gain de 3% Perte de 3%
Esthétique Peu esthétique Plus acceptable
Mises en oeuvre Peu de contraintes Contraintes pour le géotextile
Stockage de la craie Stockage intermédiaire Stockage quasi total
Durabilité Très longue (100 ans) Moins longue (quelques dizaines d'années)

     Pour pouvoir déterminer quelle solution est la plus adaptée, il convient de faire une étude plus approfondie en déterminant quels sont les critères les plus importants. Dans cette étude nous considérons que les facteurs prix, durabilité et esthétisme sont primordiaux dans l'acceptation d'un tel projet, nous optons donc pour le barrage en remblais.

 

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Hauteur de bassin

     La hauteur de bassin nécessaire se détermine facilement en connaissant la quantité d'énergie à stocker, 10 GWh dans notre cas. En effet, celle-ci correspond à l'énergie potentielle de l'eau dans le bassin, et on a donc:

$h=\frac{E}{\rho.S.g.H}=20 m$ , avec

  • g=9.81 m.s-2 gravité terrestre
  • S=1.7 km²  surface du bassin
  • $\rho$=1020 kg.m-3  masse volumique de l'eau salée
  • H=110 m hauteur moyenne du bassin

     Une partie de cette hauteur sera obtenue en creusant dans le sol, l'autre par la construction des digues, sachant que le matériau utilisé pour celles-ci sera la craie excavée. Nous devons donc départager ces 20 m de façon à avoir suffisamment de matériau pour construire les digues mais aussi en veillant à ne pas avoir trop d'excédant qui serait un problème supplémentaire de stockage. D'autre part, le terrain étant en pente, il faudra le niveler. La différence entre les deux côtes extrêmes est de 10 m.

     On décide finalement de niveler le bassin à 105 m d'altitude moyenne et de construire des digues de 15 m de hauteur moyenne.

Remarque :

     Les normes de sécurité imposent une hauteur d'eau minimale de fonctionnement. De plus, une réserve d'énergie doit être disponible à tout moment en prévision d'un besoin critique. Ainsi, une hauteur d'eau de 5 m sera préservée dans le bassin durant toute sa durée de mise en service. De ce fait, l'énergie stockée réellement disponible est de 7,5 GWh.

 

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Technique du barrage en remblais

       

  

Photographie du barrage de Serre Ponçon

(Source : Trail de Rousset)

 

     Le barrage en remblais est donc un barrage dont la masse suffit à contenir la contrainte exercée par la pression de l'eau.

     Il faut maintenant s'assurer qu'il n'y aura pas de rupture de pente des deux côtés de la digue constituée de craie. Pour cela on procède à un calcul de stabilité de pente, en considérant uniquement les ruptures planes, ce qui est un cas simplifié mais permettant une bonne approximation de la pente stable à adopter.

     Le schéma en coupe transverse de la digue est le suivant :

Schéma transverse de la digue

(Source: Maxime Daniel et Adrien Napoly, INDESIGN)

 

avec:

  • P le poids du volume potentiellement glissant
  • L la longueur entre la crête et l'extrémité basse de la digue
  • $\alpha$ l'angle de stabilité  
  • $\gamma'$ le poids volumique = 2400 kg.m-3

Le cisaillement maximal admissible est : $\tau_{max}=\frac{P.\cos(\alpha)}{L}.\tan(\phi)+C$

La contrainte réelle vaut : $\tau=\frac{P.\sin(\alpha)}{L}$

On définit alors un coefficient de sécurité qui doit être supérieur à 1 :

$F=\frac{\tau_{max}}{\tau}=\frac{P.\cos(\alpha).\tan(\phi)+C*L}{P.\sin(\alpha)}$

F est légèrement supérieur à 1 (1.3) pour une pente de 45°, il faut donc avoir de chaque côté du barrage une pente inférieure ou égale à 45°.

Pour la partie intérieure du barrage la pente à 45° est donc adoptée. De plus, avec les dimensions du schéma présenté préalablement nous obtenons donc F = 4.3 sur la partie extérieure du barrage.

Remarque: On pourrait réduire la largeur des digues, cependant, pour une meilleure acceptabilité sociale, nous préférons le choix d'une pente douce du côté extérieur. Cela permet également le stockage d'une plus grande quantité de craie.

 

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Technique des palplanches

  

Photographie de la technique des palplanches      

(Source: Arcelor Mital Palplanches / catalogue général 2011)

 

     Les palplanches sont des lames métalliques enfoncées verticalement dans le sol. Chaque lame est solidarisée avec ses voisines par un dispositif appelé serrure (Cf. image ci-dessous). Elles sont mises en oeuvre par battage, fronçage ou pression.

 

 

 

 

Schéma du dispositif entre chaque lame

(Source: Cours mécanique des sols ENTPE)

     Les contraintes à respecter lors de la création des digues par la méthode des palplanches sont les mêmes que celles pour le barrage en remblais. Il est donc important de respecter une hauteur de bassin telle que l'on puisse stocker 10 GWh d'énergie. Ensuite, il faut veiller à enfoncer suffisamment la palplanche dans le sol pour éviter les phénomènes de renversement de rideau (pivotement de celui-ci sous la pression des terres) et de glissement d'ensemble (une partie du massif dont la paroi connaît un grand mouvement).

             

Renversement de rideau                             Glissement d'ensemble

          (Source: Cours de mécanique des sols ENTPE)

     Pour éviter les problèmes présentés précédemment (renversement de rideau et glissement d'ensemble), on calcule la longueur minimale de fiche du rideau par la méthode de poussée butée de Rankine. L'idée consiste à choisir des palplanches suffisamment longues pour que le barycentre des forces de poussée et de butée se situe sous le niveau du sol.

     Pour cela, on commence par calculer les caractéristiques $\phi$ et C dans le critère de rupture de Mohr Coulomb $\tau=\sigma'.\tan(\phi')+C'$ grâce aux mesures in situ suivantes:

exp $\sigma$ $\tau$ (non saturé) $\tau'$ (saturé)
1 0 32 10
2 5 40 16
3 10 45 22
4 15 49

26

     On utilise les valeurs saturées en eau, qui constituent la condition la plus restrictive. On obtient par régression linéaire :

  • $\phi'$=47°
  • C'=10

     On obtient ainsi par construction géométrique des cercles de Mohr, les contraintes en poussée ($\sigma'_{ha}$) et butée ($\sigma'_{hp}$) :


                                                      

Diagramme type de Mohr-Coulomb

(Source: Cours mécanique des sols ENTPE)

 

 $\sigma'_{ha}=\frac{1-\sin(\phi')}{1+\sin(\phi')}.\sigma'_v-\frac{2C'}{1+\sin(\phi')}=K_a.\sigma'_v-2.\sqrt{K_a}.C'$

$\sigma'_{hp}=\frac{1+\sin(\phi')}{1-\sin(\phi')}.\sigma'_v+\frac{2C'}{1-\sin(\phi')}=K_p.\sigma'_v+2.\sqrt{K_p}.C'$

avec: $K_a=\frac{1-\sin(\phi')}{1+\sin(\phi')}$ et $K_p=\frac{1-\sin(\phi')}{1+\sin(\phi')}=\frac{1}{K_a}$

 

     On peut ensuite revenir au problème concerné, et, en appliquant le théorème des moments, trouver la longueur minimale admissible de fichage des palplanches dans le sol :

Schéma de principe

(Source: Cours mécanique des sols ENTPE)

 

     Par intégration sur la surface de $\sigma'_{ha}$ et $\sigma'_{hp}$ , on obtient les forces de poussée et butée:

$F_a=K_a.\gamma'.\frac{(D+H)^2}{2}$

$F_p=K_p.\gamma'.\frac{D^2}{2}$

     Puis, par application du théorème des moments statique, on obtient la valeur :

$F_a.d=F_p.(\frac{2}{3}.D+H-\frac{2}{3}.(H+D)-d)$

soit: $d=\frac{H}{3}.\frac{1}{1+\frac{K_a}{K_p}.\frac{(D+H)^2}{D^2}}$

     Pour que la palplanche soit stable, il faut que le barycentre des deux forces se situe en dessous du niveau du sol et donc que :

$\frac{2}{3}.(H+D)+d>H$

soit: $d_{lim}=\frac{H-2D}{3}$

 Détermination de la longueur d'encrage

Source: Maxime Daniel et Adrien Napoly

 

   Il faut donc ancrer la palplanche d'au moins 4,3 m dans le sol, arrondis à 5 m par disponibilité chez les fabricants. Ainsi, les palplanches seront de 25 m de long (20 m + 5 m d'encrage).

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Dimensionnement des conduites forcées

     Cette STEP comportera quatre groupes de turbines-pompes. Ainsi, par analogie avec les stations déjà existantes nous choisissons de réaliser quatre conduites forcées distinctes. Ceci a l'avantage de rendre les groupes totalement indépendants. En cas de dysfonctionnement de l'un des groupes, les trois autres restent opérationnels. Cette page explique le dimensionnement de l'une des quatre conduites (les trois autres étant identiques). Cette étude s'effectue en deux étapes :

  • détermination de la longueur de la conduite aval
  • détermination du diamètre des conduites

Ces deux étapes n'étant pas indépendantes, le problème se résout de manière itérative. Cependant il est nécessaire de connaître le débit traversant les conduites et les turbines-pompes. Ce débit est calculé dans l'optique de pouvoir fournir une puissance de 4 x 200 MW, on obtient ainsi :

$Q_{turbine}=\frac{P_{turbine}}{\rho_{mer}.g.H_{moy}}.\frac{1}{\eta_{turbine}}=190m^3.s^{-1}$

avec : $H_{moy}$=110m charge liée à la hauteur d'eau moyenne dans le bassin supérieur
          $\rho_{mer}=1020kg.m^{-3}$
          $\eta_{turbine}=0,96$

     Le schéma suivant représente la structure générale de la STEP ; les dimensions sont celles réellement envisagées.

Schéma de la structure générale de la STEP

(Source : Maxime Daniel et Adrien Napoly)

 

     Les valeurs ci-après présentent le récapitulatif des dimensions et conclusions obtenues lors de cette étude. Les différentes justifications sont donc détaillées dans les onglets "Longueurs" et "Diamètres".

  • Puissance totale : 800 MW     -     Débit total : 760m3.s-1
  • Puissance par groupe : 200 MW     -     Débit par groupe : 190m3.s-1
  • Diamètre des conduites : 7,7 m
  • Longueur des conduites amont : 125 m
  • Longueur des conduites aval : 565,4 m
  • Longueur totale de conduites : 4.(125+565,4)=2761 m
  • Côte de la prise d'eau : -5 m
  • Côte des groupes : -20 m

    Le diamètre de conduite obtenu étant grand, on pense à doubler le nombre de machines par conduite forcée, c'est-à-dire à l'utilisation de 8 groupes répartis suivant le schéma suivant:

Ainsi, par conservation du débit, on arrive à des diamètres de conduites de :

  • 5,4 m pour une puissance installée de 800 MW

     La conclusion résulte d'un compromis entre le prix des turbines-pompes (variant selon leur taille), le prix de la réalisation des conduites (excavation et pose du revêtement) et la puissance installée. Dans notre étude nous choisissons d'installer 8 turbines-pompes réparties en quatre groupes de deux, pour une puissance installée de 800 MW.

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Longueurs

     La détermination de la longueur des conduites forcées est soumise à un problème majeur : l'existence de marées d'amplitudes importantes en Normandie. Il faut donc prolonger les conduites au-delà du littoral pour autoriser la prise d'eau à marée basse. Connaissant la bathymétrie du site ainsi que le marnage maximal qui est de 7,1 mètres (données SHOM) . Nous pouvons déterminer le recul de la mer dans le cas extrême.

Représentation des hauteurs d'eau maximale et minimale

(Source : Adrien Napoly et Maxime Daniel, MATLAB )

    Ensuite il faut ajouter une distance de sécurité telle que le pompage ne crée pas une déformation trop importante de la surface libre. En effet, on aurait dans ce cas des infiltrations d'air dans les conduites et une mauvaise régulation du débit. Les dommages seraient alors conséquents.

     Il nous faut donc trouver la hauteur minimale d'eau acceptable qui doit toujours rester au-dessus du tuyau pour éviter ce problème. Pour cela nous allons comparer deux temps caractéristiques:

  • Le temps caractéristique d'aspiration d'un volume d'eau de hauteur H au-dessus du tuyau de diamètre D.
    $T_a=\frac{1}{\frac{4.Q^2}{\pi.D^2}}.H$
  • Le temps caractéristique de déplacement latéral d'un même volume sur une distance D du à la pression hydrostatique.
    $T_p=\frac{1}{\frac{g.H^2}{D}}.D$

Représentation graphique des temps comparés

(Source : Adrien Napoly et Maxime Daniel)

     Pour éviter ce risque, il faut : $T_p < T_a$. Cette condition est obtenue pour une hauteur égale à 3,8 m. Nous choisirons une hauteur d'eau minimale au-dessus de la prise d'eau de $H_{min}=5m$. Cependant, notons qu'il faudra étudier plus précisément ce problème lors de la réalisation.

Détermination de la longueur minimale des conduites aval

(Source : Adrien Napoly et Maxime Daniel, MATLAB )

    On peut donc en déduire en revenant au graphe Matlab précédent, la longueur de la conduite aval, sachant que la salle des machines se situe pratiquement à la verticale de la prise d'eau et en-dessous du niveau des plus basses eaux (de 20 m environ). En effet, les turbines de type Francis fonctionnent grâce à la différence de pression et doivent donc toujours être noyées. On trouve alors une longueur de conduite avale $L=\sqrt{20^2+565^2}=565,4$m

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Diamètres

    La détermination du diamètre des conduites résulte d'un compromis entre  la perte de charge et l'investissement financier. On décide alors de limiter l'ensemble des pertes énergétiques à 25% de l'énergie engagée sur un cycle. On souhaite ainsi obtenir un rendement minimal $\eta_{cycle}$ de 80%.

Le rendement total sur un cycle correspond au produit des rendements spécifiques des transformations successives de l'énergie potentielle en énergie électrique. Les différents rendements sont :

  • $\eta_{cond}$, rendement dans les conduites forcées ($\eta_{cond}$=1-PDC).
  • $\eta_{TP}$, rendement de la turbine-pompe (96%, rendement atteint par Alstom, expert dans le domaine des turbines-pompes)
  • $\eta_{alt}$, rendement de l'alternateur qui transforme l'énergie mécanique en énergie électrique (dans les installations majeures ce rendement est de 98%).
  • $\eta_{transfo}$, rendement du transformateur qui élève la tension produite à celle du réseau (rendement de 99,5%).

On déduit donc les pertes de charges acceptables sur un cycle par l'équation suivante:

$\eta_{cond}^2.\eta_{T}.\eta_{P}.\eta_{alt}^2.\eta_{transfo}^2 = \eta_{cycle}$ soit $\eta_{cond}= 95,5$%.

    Nous allons maintenant exposer le raisonnement qui permet de déterminer le diamètre des conduites adaptées en acceptant une perte de charge maximale de 4,5%. Un tel pourcentage correspond à des pertes de charge totales de $PDC_{tot}=115.\frac{4,5}{100}=5,2$m

Rappel des grandeurs pour une puissance installée totale de 800 MW:

  • Débit Q=190 m3/s
  • Rugosité de l'acier inoxydable $\epsilon$=0,30 mm
  • $\rho$=1020 Kg/m3
  • ​​ $\nu$= 1.10-6 m²/s
  • Nombre de Reynolds basé sur un diamètre de 1 m : Re = 2.108​

    Pour résoudre ce problème on procède par itération. Nous commençons par fixer un diamètre D=1 m qui est l'ordre de grandeur du diamètre attendu. Les résultats ci-dessous correspondent à la dernière itération soit pour un diamètre D=7,6 m.

I / Détermination du régime turbulent et du coefficient $\lambda$

    Pour déterminer le régime turbulent dans lequel on se retrouve, on calcule le Reynolds rugueux: Rerug​=$\frac{\epsilon.U*}{\nu}=30$ 

avec $  U*=U.\sqrt\frac{\lambda}{8}$

    Comme 3,3 < Rerug ​< 70, on se trouve dans le régime turbulent mixte et on peut ainsi utiliser la formule de Colebrook: $\frac{1}{\sqrt\lambda}= -2.\log(\frac{\epsilon*}{3,71}+\frac{2,51}{Re.\sqrt\lambda})$

Détermination du coefficient de perte de charge par tracé graphique

(Source : Adrien Napoly et Maxime Daniel, MATLAB)

     Pour déterminer le coefficient de perte de charge, deux méthodes sont possibles. La première, plus expérimentale, suggère le tracé des deux fonctions correspondant aux termes de part et d'autre de l'égalité. L'intersection permet alors de déduire la valeur du coefficient de perte de charge. La seconde, utilisée ici, suggère de résoudre cette équation par itération. On trouve $\lambda=0.013$

II / Détermination de la perte de charge linéaire

    On détermine la perte de charge linéaire par la formule classique suivante: Jlin= $\frac{4.\lambda.U²}{2.g.D}$ =5,0.10-3m/m

III / Détermination des pertes de charges singulières

Ces dernières sont dues à l'entrée, à la sortie et aux coudes de la conduite. Pour les calculer, on utilise les données types suivantes :

Expressions des différentes pertes de charge singulières

                  (Source: Cours de Christian Suzanne, ENSEEIHT, hydraulique première partie)

     On en déduit, avec une entrée, une sortie, un coefficient Kt total de 1,5 ; soit une perte de charge singulière de  PDCsing=Kt$\frac{U^2}{2.g}$=1,3 m

IV / Détermination des pertes totales

     Celles-ci sont la somme des pertes de charges singulières et régulières, on a alors:

PDCtot=PDCsing+Jlin.Lconduites= 5,1 m

soit 4,4% de la charge disponible, ce qui est inférieur à la perte maximale acceptée.

     Cependant la conduite forcée amont est verticale dans notre cas, ce qui peut entraîner des contraintes très importantes sur les matériaux. C'est pourquoi, en réalité, celle-ci devra présenter une pente moins forte. Plusieurs coudes seront alors nécessaires à la réalisation de cette conduite. Le diamètre choisi induit une marge de 0,1% pour tenir compte de ces phénomènes. De plus, bien que des vannes soient obligatoires pour le fonctionnement, celles-ci seront soit totalement ouvertes soit totalement fermées, ce qui n'induit pas de pertes de charge supplémentaires.

Remarque:

     La conduite a été dimensionnée pour un quart du débit total, il faudra donc construire quatre de ces conduites.

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Choix des pompes turbines

     Cette partie a été réalisé avec l'aide d'un ingénieur d'Alstom. Les données, telles les courbes caractéristiques des pompes, étant confidentielles, on expliquera le raisonnement et explicitera les résultats retenus.

      Nous allons partir sur une machine de 200 MW, type turbine francis. Comme première estimation, on se donne un rendement moyen de 92% ce qui donne un débit de 190 m3/s pour une chute brute moyenne de 112,5 correspondant à la moyenne entre les cas marée basse, bassin rempli et marée haute, bassin vide. On calcule alors $n_q=n.\frac{\sqrt{Q}}{H^{0,75}}$

Avec:

  • $n = 60.\frac{f}{p}$.
  • f  fréquence du réseau (50 Hz)
  • p : nombre de paires de pôles de l'alternateur.

     On a donc une loi de nq fonction du nombre de paires de pôles. Les alternatoristes ont des préférences de nombre de paires de pôles ainsi que des puissances limites de machines selon la vitesse de rotation.

      On a également pour la turbine, une loi statistique H fonction du Nq. Pour une chute de 125 m maximum, la loi statistique donne un Nq d'environ 70. Cela correspond à $n=n_q.\frac{H^0.75}{\sqrt{Q}}$=175.4 tr/min.

     Les possibilités pour n sont fixées par le choix du nombre de paires de pôles de l'alternateur (nombre entier). Les deux solutions encadrantes envisageables sont:

  • 176.7 tr/min (p=17)
  • 166.7 tr/min (p=18)

     On choisira la solution 18 paires de pôles et donc N=166.7 tr/min (considérations des alternatoristes).

     Pour choisir la turbine-pompe, il faut trouver une courbe caractéristique en accord avec la vitesse obtenue précédemment, telle que le diamètre de roue soit le plus petit possible (considération économique) et que l'on respecte un critère de stabilité à 3% caractéristique des turbine-pompe. (voir schéma ci dessous).

 

Schéma de principe

(Source: Maxime Daniel et Adrien Napoly)

      Le résultat obtenu est une roue de diamètre d'entrée dans le sens turbine 5.95 m et de diamètre d'entrée de la bâche spirale 5,00 m.

      On peut aussi déterminer la plage des débits de fonctionnement, débits qui seront donc commandés par la marée ainsi que le taux de remplissage du bassin.

     Il faut également s'intéresser à l'enfoncement, c'est à dire la différence entre le niveau d'eau aval et l'axe du distributeur. Pour cela, nous utilisons les résultats du tracé de référence. En effet, l'enfoncement est directement lié à la cavitation en pompe. Pour chaque tracé, nous observons une "poche" de cavitation définie par le NPSH. L'enfoncement est déterminé de façon à être minimum (pour diminuer les coûts de génie civil) et afin que les points de fonctionnement de la machine soient en dehors de la cavitation, pour limiter l'érosion. Dans notre cas, on a un enfoncement minimum de 30 m.

 

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Aménagement de la prise d'eau aval

    Le bassin supérieur et le réseau de conduites étant désormais dimensionnés, il est nécessaire de s'intéresser à la prise d'eau en mer. En effet, celle-ci, se situant en milieu naturel est la cause de certains problèmes :

  • Les débits absorbés et rejetés sont très importants ainsi les vitesses mises en jeu le sont également. Les poissons environnant risque donc d'être affectés. En particulier lors du pompage, ils seront aspirés et tués par les machines.
  • Pour les mêmes raisons, l'installation absorbera une grande quantité de sédiments ou déchets en suspension (de plus l'importance des débits sera peut-être même susceptible de mettre en suspension les sédiments avoisinants).
  • Enfin, l'amplitude de la houle qui induit une ligne d'eau chaotique pourra perturber le pompage.

     Pour palier à ces inconvénients, deux solutions sont envisageables :

  • Allonger la conduite forcée pour s'affranchir du problème lié à la houle et installer une grille de protection pour la faune marine. Cependant cette proposition ne règle pas le problème de l'aspiration des sédiments et induit une perte de charge supplémentaire significative. De plus, un entretien régulier de la grille est nécessaire.
  • Construire un aménagement à l'aide d'enrochements permettant de casser la houle et de bloquer le passage de la faune et des déchets d'origines anthropiques ou naturels. Cette solution, adoptée par les ingénieurs de la STEP d'Okinawa au Japon, semble engendrer moins de perte de charge.

Remarque: Quelque soit la solution retenue, un filtre à sédiments ne pourra cependant pas être épargné. En effet, ceux-ci provoquent une détérioration des roues des machines qui doivent alors être réparées par "rechargement".

     Nous optons donc pour l'aménagement en enrochements. La figure 1 ci-dessous présente schématiquement la solution adoptée (les conduites ne seront pas visibles). Cet aménagement doit :

  • Absorber l'énergie de la houle
  • Permettre un écoulement d'eau répondant au débit de 200 m3s-1 de la conduite
  • Être adapté à la protection de la faune marine.

Diamètre des bassins :

     En s'appuyant sur l'expérience de la STEP d'Okinawa qui présente de bons résultats après plusieurs années d'exploitation, nous choisissons des bassins en enrochements de 40 m de diamètre.

En effet, la STEP d'Okinawa engendre:

  • un débit maximal de 26m3/s
  • pour un périmètre de bassin de 30 m
  • soit un débit surfacique de 0,9m²/s.

     Pour avoir un débit surfacique du même ordre de grandeur avec un débit de 190m3/s et pour des bassins circulaires, il nous faut un diamètre de 60 m.

     L'installation japonaise étant très restrictive et les hauteurs d'eau très probablement inférieures, on s'autorise des diamètres de 40 m pour notre étude. Cependant, ce point sera à étudier plus précisément lors de la réalisation.

Figure 1 : Représentation des aménagements en enrochements autour des prises d'eau

(Source : Google Map, Maxime Daniel et Adrien Napoly)

Hauteur des bassins :

     La hauteur maximale d'eau au-dessus de la conduite est de 12 m (cf. Dimensionnement des conduites forcées/Longueurs). Cette situation ne se présente que très rarement (cas de pleine mer en vives eaux). Cependant, on décide de fixer la hauteur des bassins à 13 m pour éviter toute intrusion de débris et/ou faune marine. De plus on ajoute à l'entrée de la conduite une grille pour bloquer les intrusions restantes. L'onglet Mesures compensatoires de la partie "étude environnementale et sociale" est à consulter pour plus de détails.

 

Page éditée par Maxime Daniel et Adrien Napoly