注記 |
Cette étude envisage tout d'abord le problème de la relation étroite qui existe entre la répartition des charges et les profils de vallées, et de plus entre ceux-ci et la flexion radiale dans les diverses méthodes de calcul des barrages-voûtes de correction torrentielle. Nous présentons aussi des tables de calcul faciles à utiliser et nous montrons la limite de l'utilisation des méthodes de calcul. Dans le chapitre I, nous exposons les caractéristiques des barrages-voûtes de correction torrentielle existant au Japon à l'aide de la liste des renseignements que nous avons rassemblés (Annexe I). Par ailleurs, nous avons déduit la valeur à attribuer à 1'angle d'ouverture en crête pour que le volume du barrage curviligne fût un minimum. Le calcul d'un barrage en voûte est ramené à un problème de déformations élastiques. De ce fait, dans le chapitre II, nous déduisons des équations générales pour obtenir le déplacement d'anneaux et de consoles, gràce à l'emploi des formules de déformation de Bresse, du principe de la superposition, du théorème de Castigliano, de la méthode des déplacements virtuels etc. Concernant la méthode dite Noetzli, le chapitre III est consacré a notre interprétation théorique du point de répartition des charges sur la console centrale a, c'est le point auquel la répartition des charges pour console verticale est nulle sur une console centrale, et de la charge additionnelle poussée en crête P. Des tableaux numériques sans dimension permettent, avec la précision suffisante, la détermination rapide des éléments des barrages-voûtes ayant à résister à la poussée de l'eau (Annexe II). Elles sont valables, avec les corrections indiquées, pour les barrages-voûtes de correction torrentielle ne dépassant pas 30 mètres de hauteur, pour les combinaisons des pentes en aval m et des coefficients β=B/h (B: epaisseur à la base, h: hauteur maximum du profil sur lit): (m=0,10 β=0,15) (m=0,10 β=0,20)(m=0,10 β=0,25)(m=0,10 β=0,30)(m=0,15 β=0,20)(m=0,15 β=0,25)(m=0,15 β=0,30)(m=0,15 β=0,35)(m=0,20 β=0,25)(m=0,20 β=0,30)(m=0,20 β=0,35)(m=0,20 β=0,40)(m=0,25 β=0,30)(m=0,25 β=0,35)(m=0,25 β=0,40)(m=0,25 β=0,45)(m=0,30 β=0,35)(m=0,30 β=0,40)(m=0,30 β=0,45)(m=0,30 β=0,50) et pour σ = d/h allant de 0 à 0,2 ρ = r/h allant de 0,5 à 1,5 κ = λεt allant de 0 à 11, ε = E/γh d: charge d’eau en crête r: rayon du parament amont λ: coefficient de dilatation thermique E: module d’élasticité de Young γ: poids spécifique de l’eau t: variation de température en crête Des exemples d’utilisation sont donnés. Dans le chapitre IV, concernant la méthode simplifiée de répartition des charges entre arcs et consoles ou la méthode d’ajustement de clef, nous exploitons la formule de parabole pour exprimer les profils de vallées naturelles. Celle-ci s’ écrit: y^2 = k^2x^N, où k = l/h^N/2 avec h: hauteur maximum du profil sur lit. 2l: développment total en crête. Nous considérons la répartition des charges pour chacune des 45 combinations au-dessous, k = 0,8 0,9 1,0 1,1 1,2. N = 0 0,25 0,50 0,75 1,00 1,25 1,50 1,75 2,00 par cette méthode des arcs-consoles simplifiée. Nous calculons les coefficients d'influence des déplacements des consoles centrales et ceux des déplacements radiaux des arcs. Nous avons à faire à des équations simultanées du premier degré, que nous résolvons grâce aux coefficients calculés précédemment, de là nous obtenons la répartition de la charge sur les consoles centrales. Par conséquent, nous mettons en évidence la relation entre les profils de vallées artificielles et les conditions de répartition des charges, que représente la figure 16 à 20. L'impossibilité de répartir exactement, par cette méthode des arcs-consoles simplifiée et dans le cas N>1,25, les charges sur les arcs et sur les consoles apparaît alors comme un des résultats. Nous dressons des tableaux numériques de répartition des charges sans dimension, faciles à utiliser. Des exemples d'utilisation des tableaux sont donnés. En ce qui concerne la méthode de répartition des charges par décomposition en arcs et consoles, dans le chapitre V, nous l'avons adopté dans le cas l =h. A l'aide de ce procédé, nous avons obtenu sensiblement le même resultat que celui donné par l'emploi des deux premières méthodes. Nous pouvons donc également utiliser dans ce cas les deux autres méthodes qui sont d'une plus grande simplicité de calcul. Enfin dans le chapitre VI, nous présentons une maquette en fer, celle du site, et d'autres en plâtre-terre à diatomacées, celles des barrages, pour l'essai sur modèle. Nous avons soumis par ailleurs les échantillons des matériaux des barrages à des essais sous compression au mercure. Nous mesurons enfin la flexion radiale des modèles sous charge de mercure et comparons les flexions des modèles sans trou et avec trou (Fig. 34). Actuellement, il semble donc que dans le cas de correction torrentielle l'on puisse avoir recours à la seconde méthode des arcs-consoles simplifiée.
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