Historique de la construction du nouveau port de Mohammedia
Historique de l'ancien port de Mohammedia et de son hinterland
Nouveau port de Mohammedia 1987-1998: Historique comparé
Historique de la construction du nouveau port DE MOHAMMEDIA
1. LE PROJET
1.1.
Généralités
Le port de Mohammedia en 1979, avant la construction de la grande digue.
Les
isobathes (-20m) et (-30m) se trouvent respectivement à 2500 m et à 4000
m de la côte. Le marnage est le même qu'à Casablanca, c'est à dire de
3,50 m au début du printemps et de l'automne ; au cours de l'année, il
varie de +0,40 m à +3,90 m.
Dans
toute la suite, les altitudes seront repérées relativement au zéro
hydrographique. Aussi, il faudra garder à l'esprit que par rapport à
cette origine, il y a 4 m d'eau à ajouter à marée haute.
Dès 1950, la présence de grandes profondeurs très près de la côte fut à l'origine de la décision de faire de ce site un grand port pétrolier. Cependant on s'en était tenu, dans un premier temps, à l'utilisation de postes sur bouées reliés à la terre ferme par des sea-lines. Cette situation devait d'ailleurs durer jusqu'en 1987.
Port de Mohammedia en1970 : Un pétrolier en opération au poste sur bouée reliée aux sea-lines.
Et
c'est la demande croissante en hydrocarbures qui a fait germer à nouveau,
au début des années soixante dix, l'idée déjà ancienne de construire
des postes abrités par une digue.
1.2
Projet
initial
Comme déjà signalé, le tout premier projet d'extension du port de Mohammedia date de 1950. Il comportait une digue abri, analogue à celle que l'on peut voir aujourd'hui, et le long de laquelle deux postes pétroliers étaient implantés. Mais ce projet devait rester sans suite ; Cependant, l'étude réalisée en 1952 par la société Grenobloise d'Application Hydraulique, mieux connue sous l'appellation SOGREAH était d'un grand réalisme. Car aujourd'hui encore, c'est à dire un demi siècle plus tard, les principaux problèmes cités dans cette étude demeurent toujours d'une brûlante actualité. Et il n'est donc pas sans intérêt de les reproduire in extenso:
|
Les
problèmes posés par le projet d’extension du port de Mohammedia
(1952)
Trois
problèmes d’hydraulique maritime, susceptibles d’être étudiés expérimentalement
en laboratoire peuvent se poses. a- Le problème du meilleur tracé en plan et de la détermination d’un profil stable et économique pour l’ouvrage de protection contre la houle : On
sait que la houle contourne l’extrémité des digues, par diffraction et
qu’aucun point d’un port n’est par conséquent totalement abrité de
la houle du large. Les phénomènes de réfraction (influence des fonds)
et de réflexion (influence des divers ouvrages, quais, falaises
rocheuses…) viennent s’ajouter : la complexité du réseau
d’agitation est telle que jusqu’à présent, seule une étude expérimentale,
conduite à une échelle suffisante, permet de choisir le tracé
d’ouvrage qui paraît le plus efficace pour assurer la protection du
plan d’eau contre la houle. Toutefois
deux autres problèmes peuvent se poser. b-
Le problème d’un ensablement éventuel du futur port pétrolier ou
du port actuel, après la construction du nouvel ouvrage envisagé : La
faible importance des dragages effectués depuis 1935 ne paraît pas
justifier une étude complète de ce problème qui nécessiterait un modèle
autre que celui sue lequel nous avons étudié le tracé en plan de
l’ouvrage de protection. Toutefois il est vraisemblable que la
construction du nouvel ouvrage, en modifiant les conditions actuelles
d’attaque de la plage de Fédala par la houle, puisse peut-être entraîner
une rupture de l’équilibre actuel de cette plage et son évolution vers
un nouvel équilibre de cette modification éventuelle des fonds. c-
Le problème des seiches dans le nouveau bassin Compte
tenu du fait que des seiches ont été observées dans les bassins du port
de Casablanca, on peut se demander si
de tels phénomènes de résonance qui semblent provoqués par les
ondes longues accompagnant les trains de houle, ne se produiraient pas également
en conclusion de ce rapport quelques réflexions à ce sujet. Disons dès
maintenant, que ce problème exigerait pour être étudié expérimentalement
un modèle à une autre échelle car les limites devraient en être
beaucoup plus lointaines puisqu’il n’est pas exclu que les réflexions
sur une portion assez vaste de la côte d’une part, la réfraction sur
le plateau continental d’autre part, pour ne citer que deux aspects du
choix des limites, puissent exercer une influence sur les seiches éventuelles
du futur port pétrolier. Le
réglage d’un tel modèle exigerait de plus de nombreuses mesures préalables
« in situ ».
|
Le
projet fût relancé au milieu des années soixante dix. L'étude fut à
nouveau confiée à SOGREAH, en collaboration avec le Laboratoire
Central d'Hydraulique de France (L.C.H.F.). Il s'agissait de construire:
-
Une jetée principale d'une longueur de 2585 m qui devait jouer le
rôle de digue abri;
-
4 postes pétroliers, dont 2 adossées à la jetée pour navires de
100.000 et 60.000 TPL;
-
Une
digue secondaire, 375 m long, enracinée au niveau du point métrique (PM)
1315 de la grande jetée. Il était prévu une passerelle
perpendiculaire à la digue secondaire pour permettre l'accès à un
terminal composé de deux postes;
-
Un terre-plein de 135.000 m², accolé au premier tronçon de la
jetée principale, extensible jusqu'à la digue secondaire;
- Une option pour 2 postes à quai de 250 m chacun, à -10 et -12, servis par un terre-plein de 11 hectares.
Le
plan du Nouveau port de Mohammedia tel qu'il était projeté en 1979
Le nouveau port de Mohammedia tel qu’il était projeté en 1987 : on remarque qu’il n’y a plus de quais pétroliers le long de la grande digue. Cette variante a été finalement abandonnée en raison des franchissements qui risquent d’immobiliser les postes, et aussi à cause des possibles tassements du noyau de la digue, incompatibles avec l’élasticité des pipes lines.
L'ouvrage
le plus important est la jetée principale, implantée sur des fonds
rocheux, qui vont :
-
de + 6,50 à -4,00 m à pour les premiers 800 mètres ;
-
de -4,.00 à -14,00 m pour les 800 mètres suivants ;
-
de -14,00 à -26,00 m pour les mille derniers mètres.
Le
musoir était prévu par des fonds de -24 m.
La
houle de projet avait les
suivantes caractéristiques :
-
hauteur significative : Hs = 9,75 m
-
période : T = 14 à 18s.
La
digue était prévue à talus, avec carapace en tétrapodes de densité
2,4 t/m3, de dimensions croissantes de 6,3 m3 à 22 m3 au fur et à
mesure que la profondeur augmente.
Pour
le musoir de tétrapodes de 22 m3 mais de densité de 2,7 t/m3 et de 2,85
t/m3 étaient prévus en béton alourdi par de la barytine.
Le
couronnement était formé par un mur de garde arasé à + 16 m, et par
une dalle en béton.
La
protection du talus côté port était prévue en enrochements de 2 à 4
tonnes.
Nouveau
port de Mohammedia : Profil en
travers de la grande digue au niveau du point métrique(PM)1500
1.3
Actualisation
des données de houle
A
la suite de l'accident du port portugais de Sinès, et sur la base d'un
Rapport d'Actualisation des données sur la houle à Mohammedia préparé
par le LCHF à la fin de l'année 1979, de nouveaux critères de stabilité
furent fixés.
Étant donné le rôle important qu'avait joué l'accident de Sinès dans la redéfinition du projet du nouveau port de Mohammedia, il n'est pas sans intérêt d'en faire un bref rappel.
Orientée Nord-Sud face à l’Atlantique et s’étendant sur un linéaire de 1900 mètres, la digue de Sinès était à l’origine non franchissable; les deux tiers de sa longueur sont établis par des profondeurs comprises entre 40 et 45 mètres. Le site de Sinès étant situé à 500 km au Nord de Casablanca, on peut deviner que la houle y est peut être légèrement plus forte que celle qui règne au Maroc. La houle significative décennale doit y être probablement de l’ordre de 10 à 11 mètres. L’important dans le cas de Sinès, c’est qu’en raison de la profondeur, il n’y a pas de limitation de la hauteur des lames par le phénomène de déferlement. Cette jetée, dont la construction n’était pas encore tout à fait terminée, a été gravement endommagée le 23 février 1978, par une tempête qui a sévi sur une zone de l’Atlantique englobant la péninsule ibérique et les côtes marocaines.
Les renseignements les plus intéressants au sujet de cette houle proviennent des enregistrements effectués au Maroc sur le site de Jorf Lasfar. Ils font apparaître une houle significative de l’ordre de 8 mètres et de 20 secondes de période. Ce qui laisse supposer qu’au large de Sinès, elle était de l’ordre de 9 mètres, la période étant identique.
Les dégâts, très importants, se caractérisent par deux brèches de 300m de longueur chacune et deux, plus petites, d’environ cinquante mètres.
A
l’emplacement des brèches principales, l’ouvrage a été arasé à 6m
avec basculement du mur de garde vers la mer. Sur 20 000 dolosses de 42
tonnes que comporte l’ouvrage, on estime que 5000 seulement n’ont pas
été cassés, alors qu’ils étaient réalisés avec un très bon béton,
non armé et de
Les estimations des dégâts varient dans une fourchette allant de un à deux milliards de dirhams en valeur constante.
Parmi les causes de l’accident, on avance qu’il se serait produit un phénomène de réfraction de la houle sur les hauts fonds existant au large de l’ouvrage qui, par effet de focalisation, a pu donner localement des augmentations d’amplitudes de l’ordre de 30 à 40% ; autrement dit, la houle de projet aurait été largement sous estimée, et la période 20 secondes, semble avoir été une surprise.
Pour les concepteurs, c’est la fragilité des dolosses qui est en cause ; ils considèrent que ceux-ci ont commencé par se casser entraînant la ruine de la digue.
L’ouvrage fut alors, provisoirement, consolidé en posant des dolosses armés ; mais il ne s’agissait là que d’un travail temporaire, car ceux-ci devant se fissurer à la suite de chocs, la disparition des armatures un peu plus tard rendrait l’ouvrage de nouveau vulnérable.
A propos des responsabilités, je retiens qu’il y a eu deux courants d’opinion ; les entrepreneurs qui rejettent la faute sur les concepteurs de la digue, et les concepteurs qui accusent le bloc dolos
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DOLOS : Plan |
fond |
élévation |
1.4
Essais sur modèle réduit
De nombreux essais à 2 et 3 dimensions ont été exécutés au L.C.H.F. pour déterminer les profils en travers de la digue.
Avec
ces nouvelles caractéristiques de houle de projet, il était devenu clair
que la réalisation d'une digue non franchissable allait poser de gros
problèmes d'ordre technique et économique .
Un
calcul préliminaire avait montré que pour satisfaire la condition de non
franchissement du profil à la profondeur de (-18 m) , la côte d'arase de
la digue devait atteindre la cote de (+21 m), la largeur en crête de
carapace était de l'ordre de vingt mètres.
L'étude
sur modèle réduit d'une berme de prédéferlement, a conduit sa non
faisabilité, aussi bien terme de durabilité qu'en terme de coût.
En
effet, neuf variantes furent étudiées pour le dimensionnement d'une
avant digue en matériaux de carrière qui devait, en même temps, être
suffisamment haute pour écrêter les plus fortes vagues et suffisamment
basse pour que les matériaux qui la constituaient ne fussent pas entraînés
par les remous engendrés sur le fond par les vagues.
On abandonna alors le projet de digue infranchissable pour celui de digue franchissable.
Pour
obtenir la stabilité des profils dans le cas franchissable, les problèmes
à résoudre étaient les suivants:
-
Empêcher que le franchissement
résiduel endommage le terre-plein accolé à la digue sur son premier
tronçon;
-
trouver une carapace stable, c'est à
dire déterminer la pente de son talus, le type, les dimensions et
la densité de ses éléments constitutifs pour un profil ayant une
profondeur immergée de presque 30 m à marée haute;
-
Protéger l'enracinement de la digue secondaire pour assurer la sécurité
et le passage des pipes;
-
Protéger le talus côté port de la grande digue.
Plusieurs
séries d'essais en canal et en cuve furent confiés au LCHF, avec la société
SOGREAH comme ingénieur conseil, pour déterminer la partie de la digue
pour laquelle on pouvait maintenir les éléments de carapace prévus dans
le projet initial et la partie pour laquelle une modification de la
carapace était nécessaire.
Dans son premier tronçon, la digue s'étend sur 1315 m et est protégé, en fonction de la profondeur, par des tétrapodes de volumes respectifs 3, 6 , 10 et 16 m3. La variante, dalle de couronnement avec mur de garde, a été adoptée. Mais, en raison de l'importance des franchissements, la hauteur du mur a été revue à la hausse.
Dans cette partie, à laquelle est accolé le terre-plein, il s'est avéré nécessaire d'ajouter, côté port, un cavalier de protection en enrochements pour éviter que les éléments fins du tout venant ne soient emportés par les eaux de franchissement. En d'autres termes ce cavalier assure la fonction de drain.
Au
delà du PM 1315, où la houle agissante provoque des franchissements très
importants, une modification de la carapace s'imposa.
Après
des essais préliminaires avec des cubes rainurés du type
"Antifer" de 100 et 150 tonnes de densité 2.4 t/m3, on étudia
des variantes avec des éléments de 22 m3 de volume unitaire, mais de
densité croissante jusqu'à 2.8 t/m3. Parallèlement, des essais avec
carapace en tétrapodes et en cubes ayant même volume et même densité
furent exécutés. La pente du talus était de 4/3 pour les tétrapodes et
7/5 pour les cubes.
Les
expériences en canal furent conduits pour une série de 17 tempêtes,
avec houle irrégulière ayant un spectre de Pierson-Moskowitz à l'échelle
1/62, en similitude de Froude. La durée de chaque tempête
simulée était équivalente à celle tempête réelle, c'est à
dire de 12h 25minutes.
La
séquence des 17 tempêtes est la suivante :
|
Tempête |
1 |
2 |
3 |
4 |
5 |
6 |
7 |
8 |
9 |
10 |
11 |
12 |
13 |
14 |
15 |
16 |
17 |
|
Hauteur
houle (mètres) |
4.84 |
5.75 |
6.7
|
7.66 |
8.62 |
8.7
|
9.67 |
9.6
|
9.55 |
9.8
|
10.4
|
10.4
|
11.5
|
11.7
|
11.5
|
10.8
|
14
|
|
Période
en secondes |
14.3 |
14.3 |
14.3 |
14.3 |
14.3 |
19
|
19
|
17
|
21.4 |
21.4 |
17 |
19.
|
21.4 |
17 |
20 |
20 |
22 |
Les taux de chute et de rechargement cumulés des cubes ou tétrapodes dans l'ensemble des essais se décomposent comme suit:
|
Essais
Chutes
cumulées Rechargements
cumulés |
T22 |
C.22 |
C22 |
C22 |
C22
d=2.65 |
|
45° |
30° |
||||
|
P.3A |
P.3B |
P.3C |
P.3D |
P.3E |
|
|
22.2% |
44.1% |
0.8% |
7.3% |
2.5% |
|
|
25% |
49% |
6% |
12% |
13% |
Ce tableau fait apparaître que la stabilité des cubes rainurés est supérieure à celle des tétrapodes. De plus les tétrapodes sont plus fragiles. Aussi, la solution avec des cubes C22 (22 m3) de densité d=2.65 a été retenue.
Mais
l'incidence économique de la barytine sur les coûts de revient du béton,
pour porter sa densité à 2,65, était assez importante. A cela s'était
ajouté les difficultés d'approvisionnement en barytine. Aussi il fut décidé
de revoir à la baisse la densité du béton et de la ramener à
2,55 t/m3. Des essais supplémentaires
en canal furent alors exécutés afin de vérifier la stabilité des cubes
de C22 (22 m3) ayant pour densité 2,55 t/m3. Après
les six premier essais correspondants à une vie de l'ouvrage de 2 à 3
années environ, les rechargements cumulés s'élevaient à 5%.
Quoique mitigée,
cette variante fut retenue, tout en sachant par ailleurs que la diminution
de densité va s'accompagner forcément d'une augmentation des charges
d'entretien.
Au cours des essais en canal on compara un couronnement avec mur de garde à un couronnement avec une berme comportant un mélange de cubes et de tétrapodes.
On
constata que cette dernière configuration apportait à une diminution
partielle des franchissements grâce à la capacité d'absorption de
la berme en cubes et tétrapodes qui présente un indice des vides du 44%
environ.
Cette
solution, plus souples, car composée d'éléments indépendants, est
particulièrement adaptée aux
tassements qui sont importants sur le côté mer de la jetée.
1.5
Enracinement
de la digue secondaire
L'enracinement
de la digue secondaire était prévu au PM 1655, où les fonds au pied de
l'ouvrage sont de 18 m.
Ayant
constaté pendant les essais que les franchissements étaient très
importants à cet endroit, on décida d'implanter l'enracinement de la
digue secondaire au niveau du PM 1315.
La digue secondaire en 1984: cette photo montre l'enracinement de la digue secondaire, au fond à gauche on aperçoit le musoir de la digue principale et la grue Manitowoc dont la capacité de levage est de 60 tonnes à 60 mètres. On distingue également un pétrolier à l’abri de la grande digue, en opération sur le sea-line.
1.6
Protection du talus arrière
Pour
les digues franchissables, le talus arrière est, en général, protégé
par des éléments identiques à ceux de la carapace ; cette
solution aurait été très coûteuse pour toute la longueur de la digue
Les essais en canal et en cuve montrèrent que la protection du talus arrière avec des éléments lourds en béton était nécessaire pour les derniers 250 mètres de la jetée, où la houle diffractée des plus fortes tempêtes avait une hauteur importante ; les enrochements initialement prévus, de 2 à 4 tonnes, constituent une protection insuffisante.
Pour le tronçon de la digue distant plus de 250 m du musoir, plusieurs possibilités furent étudiées.
La solution d'une dalle de couronnement avec un porte-à-faux vers l'arrière fut retenue. Cette variante fut retenue car pour une largeur suffisante les retombées des jets de franchissement a lieu dans la plan d'eau abritée, loin du talus côté port.
Dalle
en porte à faux protégeant le talus côté port contre les
franchissements en provenance du côté large. Cette photo a été prise
au PM 1870.
En effet, la largeur du couronnement de la digue fut déterminée de façon que tous les jets des franchissements retombent sur la dalle. Ainsi, à la sortie du porte-à faux les fortes lames auront une vitesse de sortie horizontale.
Les
eaux de ruissellement ne posent aucun problème.
Les expériences ont montré que si la largeur de la dalle (et du couronnement) était réduite, il existe un seuil au delà duquel les jets tombaient directement sur le talus arrière, entraînant une forte érosion.
Pour les derniers 250 m les essais en cuve montrèrent que la protection pouvait être obtenue avec une couche de cubes de 18 m3 en butée de pied entre -7 à -10 mètres ; l'ensemble reposant sur un lit d'enrochements de 2 à 4 tonnes de poids unitaire.
v
1984 : pose des cubes de 18 m3 (C18) pour la butée de la carapace de la digue principale.
1.7
Musoir
Deux
types de musoirs ont été expérimentés :
Un musoir circulaires et un musoir ovale dont l'axe était quasi perpendiculaire à l'axe de la jetée ; pour des raisons économiques et d'exécution, on a maintenu la même taille pour les cubes (22 m3) et la même pente sur le talus extérieur ; on a fait varier la densité des cubes jusqu'à 3.15 t/m3.Cette valeur limite a été retenue pour protéger le secteur 90° à 180° qui est la zone la plus sollicitée. En surface des tétrapodes de 20 m3 ont été disposés de manière à protéger le noyau du musoir des eaux de franchissement qui risquent d'empoter les éléments fins. Ils jouent le rôle de drain.
Le musoir de forme ovale fut retenu.
Vue
du musoir de la grande digue en 1984.
2.
Mode
d'exécution et matériel
2.1
Programme
des travaux et cadence d'avancement
Le
choix des méthodes d’exécution ainsi que du matériel, a été
conditionné par l'impossibilité d'avancer par vois terrestre pendant la
mauvaise saison, c'est à dire du mois de novembre à celui de mars. Si
on y ajoute la contrainte d'achever la construction de toute la jetée
en quatre ans, cela impose un avancement moyen de 8 m de digue par jour de
travail. Ce programme devenait réalisable, si la quantité des matériaux
de carrière à mettre en place par voie terrestre, possible seulement de
mai à mi-août, était égale à 40% de la totalité : c'est à dire que
par voie maritime on devait verser les 60%
Une
pose par voie maritime de 950.000 m3 par an, dont 410.000 m3 de novembre
à mars, versés jusqu'à la cote -10 m, 540.000 m3 de avril à
octobre jusqu'à la cote (-5 m). La
production mensuelle maximale a été de 120.000 m3.
2.1.2
avancement par voie terrestre
- démontage
du musoir provisoire : avril
- versement
de tout venant et d'enrochement ( 630.000 m3) : de mai à mi-août
- pose
des éléments de protection de la
carapace : de mai à fin août
- formation
du musoir provisoire
- coulage
du couronnement en béton : de juillet à mi-octobre
- finition
de la carapace
- (couronnement)
: de mi-octobre à mi novembre.
2.1.3
pose des matériaux par voie maritime
Un poste à quai de 40 m de longueur et 4m de tirant d'eau à basse mer, a été aménagé à l'intérieur du port existant pour le chargement des deux chalands destinés au transport et à la pose des matériaux de carrière constituant le noyau et les revêtements de la jetée jusqu'à la cote (-5 m). Chaque chaland, d'une capacité de 600 m3 et du type à puits avec 10 ouvertures à clapet, est équipé de deux moteurs Schottel de 350 CV chacun. Le chargement des chalands se faisait au moyen d'une grue A.H 11250.
Équipé
d'une benne à caisson 25 m3 de capacité, à fond ouvrable pour le
chargement du tout-venant ou avec un godet manœuvré par des chaînes
pour le chargement des enrochements de 1 à 4t .
Les
matériaux légers de la carrière de Bled khétaâ étaient chargés
directement par camions utilisant un porte-à-faux à structure métallique.
Les positionnements des chalands se faisaient au moyen du système de radiolocalisation « Motorola » ; ce procédé a permis d'atteindre une précision de l'ordre de un mètre.
Un calculateur, installé à bord, affichait à tout instant l'écart entre le point de déchargement choisi et la position du chaland.
Ce contrôle continu de la mise en place des matériaux par voie maritime, permettait d'avoir en permanence la situation exacte des déversements réalisés.
Les relevés étaient effectués au moyen d’une vedette « pushy - Cat 42 » équipée des appareils suivants:
-
écho sondeur Deso 20
- système de radio localisation Motorola avec enregistrement magnétique des données.
-
un calculateur pour la
saisie et le traitement des données.
- 1 " track indicateur de chemin" permettant de suivre les alignements prédéfinis.
L'impression sur table traçante était effectuée au niveau des bureaux de chantier.
La
hauteur significative de la
houle limite d’exploitation était de
2.1.4.Construction
par voie terrestre
Les
matériaux de carrière étaient déchargés directement, le plus près
possible des limites de l'avancement, et poussés à l’aide d’un dozer
CAT D7.
Pour
le réglage des couches d’enrochements, on utilisait des grues A.H 7000
ou 9000 .
La pose des éléments préfabriqués en béton pour la formation de la carapace (y compris les éléments C18 de la butée de pied) se faisait au moyen de la de la grue Manitowoc, dont la capacité était de 60 tonnes à 60 mètres. La pose mensuelle maximale atteinte était de l'ordre de 1500 éléments.
Plan
de pose des cubes de la carapace.
Dimensions
d’un cube
-
volume : 22 m3
-
Côté de la base inférieure : 3,02 m
-
Côté de la base supérieure : 2,79 m
-
Hauteur
Le plan de pose a été étudié de façon à réaliser un indice des pleins de 56% (44% des vides).
Vue faisant apparaître la pose des cubes C22 de densité 2,55 ainsi que le lit d’enrochement naturels qu’ils protègent de l’action érosive de la houle du large.
Cet indice est le résultat d ‘études conduites par le LCHF. Il
