Fonds d`installations de stockage de déchets

5es Rencontres Géosynthétiques Francophones 2003 / 2004
Fonds d’installations de stockage de déchets
P.Pierson - Université Joseph Fourier, Lirigm - Grenoble – France
D.Cazaux et D. Guyonnet - Brgm - Orléans - France
Avec la participation de P.Chabertier - Coved - Velizy - France
Résumé
Ce document présente les concepts actuellement utilisés dans les fonds d’installation de stockage de
déchets montrant :
- les rôles complémentaires joués par les matériaux argileux et synthétiques pour assurer
l’étanchéité (qualifiée de composite dans ce cas) : avec un bon plan d’assurance qualité, il est
reconnu maintenant qu’une double étanchéité composite répond aux exigences actuelles.
- l’importance de la bonne efficacité du système de drainage
Mots clés : barrière minérale, géosynthétique bentonitique, géomembrane, drainage du lixiviat,
durabilité.
Abstract (bottom barriers in landfills)
This document presents concepts now applied to design bottom barriers in solid waste landfills or
hazardous landfills.It points out:
- the complementary parts played by clay and synthetic materials (making a composite liner
system when combined) to maintain the “barrier” function. Thanks to a good construction
quality assurance (CQA), it is now accepted that double composite liner system is an
acceptable response to present requirements.
- The importance of the good efficiency of the drainage system
Key-Words : clay liner, geosynthetic clay liner, geomembrane, leachate collection,service life.
1. Introduction générale
La constitution du fond d’un site de stockage de déchets a considérablement évolué depuis une
vingtaine d’années : partant de la simple barrière argileuse du sol existant, nous sommes arrivés à
un ensemble complexe multicouches et comprenant plusieurs types de matériaux, dont les
propriétés et les fonctions sont très complémentaires. Un exemple, parmi les plus sophistiqués, est
présenté figure 1. La réglementation française n’impose pas une telle complexité et nous verrons
que les réglementations diffèrent considérablement d’un pays à l’autre avec une complexité plus ou
moins grande et parfois le recours obligatoire à certains matériaux. Nous verrons également qu’il
est donc souvent dangereux d’extrapoler des observations ou relevés de conclusion d’un pays à un
autre. Ce papier reprend les points importants développés à Nice essentiellement utilisables dans le
cadre de la législation française.
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Figure 2 – Les différents usages des géosynthétiques dans les centres de stockage de déchets (ZornbergAustralie, Christopher-USA)
Le fond d’un site de stockage de déchets doit permettre d’assurer deux fonctions essentielles :
- la protection du sous-sol vis à vis de toute infiltration de polluants, c’est à dire le rôle de barrière.
- l’évacuation vers l’extérieur des lixiviats, produits par les déchets et générateurs de polluants, c’est
à dire le rôle de drainage.
Nous nous proposons d’analyser dans les deux paragraphes suivants les éléments qui interviennent
en fond de site en considérant successivement ces deux fonctions.
2. La barrière d’étanchéité
Il est reconnu actuellement que la barrière la plus efficace doit comprendre l’association d’un
matériau à base minérale (argile) et à base synthétique (géomembrane), le second devant être en
contact direct avec le lixiviat d’un côté et de l’autre avec la couche argileuse le plus uniformément
possible (voir figure 1).Cette association est d’ailleurs imposée dans la réglementation française.
La géomembrane, en général à base de polymère, est une bonne barrière d’étanchéité vis à vis des
composés ioniques, y compris les ions métalliques. Par contre, on comptera plus sur l’argile pour
stopper les composés organiques volatiles (tels que benzène, toluène, xylène…), notamment du fait
de son épaisseur.
Le bon contact entre géomembrane et argile permet de réduire considérablement les flux de
polluants dans l’argile provenant des inévitables défauts (trous, déchirures,…) des géomembranes.
Ces observations conduisent à considérer deux types de fuites dans les barrières d’étanchéité :
- les flux de diffusion dans la géomembrane elle-même et dans l’argile (avec des coefficients de
diffusion très différents suivant le matériau traversé et surtout suivant la nature du polluant).
- les flux d’advection au travers des défauts de géomembrane puis dans les pores continus de
l’argile.
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Afin de minimiser au mieux les fuites sous la barrière, plusieurs pays (notamment en Amérique du
nord) imposent une double barrière, chaque barrière comprenant les matériaux cités précédemment,
avec l’adjonction d’un matériau de drainage entre les deux pour capter les fuites sous la première
barrière : on parle alors de double étanchéité composite ou double barrière. Fluet (USA) montre que
dans ce cas les fuites vers le sous-sol sont quasiment nulles en négligeant la diffusion dans la
deuxième barrière.. Il est dangereux de généraliser ce type de conclusion à tous les systèmes
d’étanchéité, comme cela fut souligné au cours d’une session spéciale consacrée aux
géomembranes : il faut en effet bien préciser la nature de l ‘étanchéité considérée d’une part et
d’autre part ne pas négliger la diffusion d’une façon générale en imaginant plutôt des solutions pour
en réduire le flux.
Nous nous proposons de considérer successivement les deux matériaux de base utilisés en tant que
barrière :
- la barrière minérale constituée d'argile compactée sur place éventuellement renforcée par un
géosynthétique bentonitique (GSB souvent utilisé dans l’une des deux barrières dans le cas des
systèmes à double-étanchéité) ;
- la géomembrane.
2.1. La barrière minérale
2.1.1 Les matériaux utilisés
Les différentes solutions pour la constitution d'une barrière minérale peuvent être regroupées en
deux catégories : les sols naturels et les sols rapportés, renforcés ou non par des géosynthétiques
bentonitiques. Les matériaux naturels utilisés en barrière minérale sont en général suffisamment
argileux pour obtenir le seuil de perméabilité requis ( k < 10-9 m/s)mais ils peuvent parfois
nécessiter l'utilisation d'adjuvants pour atteindre cet objectif Le dispositif réglementaire est rappelé
figure 2.
A
B
Géomembrane
GSB
k < 1.10-9 m/s
1 m : argile naturelle compactée
ou traitée par adjuvant
k < 1.10-9 m/s
k < 1.10-6 m/s
5 m: Formation géologique en
en place ou argile rapportée
k < 1.10-6 m/s
Figure 2 – Constitution de la barrière passive minérale : A. Dispositif réglementaire (AM 9/09/97), B.
Dispositif réglementaire renforcé avec un géosynthétique bentonitique
Les sols naturels sont définis comme des formations géologiques en place qui dans leur état
respectent les seuils de perméabilité fixés par la législation. Il s’agit typiquement des formations
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sédimentaires ou d'altération à dominante argileuse, marneuse ou limoneuse de faible perméabilité.
Les sols rapportés permettent après remaniement d’atteindre les seuils de perméabilité fixés par la
législation. Il s’agit des argiles, marnes et limons compactés et des sols traités, par exemple à la
bentonite ou à la kaolinite.
D'une manière générale, les performances de ces formations sont favorables en terme de
perméabilité et de capacité de rétention des polluants. . La garantie des performances de telles
barrières repose sur trois points principaux qui sont la vérification du potentiel d’étanchéité du
matériau qui sera utilisé, la vérification de la bonne mise en œuvre du matériau sur le chantier, et la
pérennité du potentiel d'étanchéité vis a vis de sollicitations de service (chimique, mécanique,
hydraulique et thermique).
L'épaisseur de la barrière minérale est un paramètre prépondérant dans le dimensionnement des
étanchéités de fond puisqu'elle garantit une capacité de rétention importante et permet de réduire
l'influence des interconnexions et de circulations préférentielles au travers de la barrière. Ces
hétérogénéités et discontinuités sont essentiellement dues à la mise en œuvre lorsqu'il s'agit d'un
matériau rapporté ou au mode de dépôt ou de sédimentation lorsqu'il s'agit d'un matériau en place.
Pour ces raisons, il est important de maintenir l'épaisseur réglementaire en fonction du type de
stockage concerné car malgré toutes les précautions de mise en œuvre et de contrôles,
l'homogénéité des performances d'une barrière minérale est difficile à obtenir artificiellement.
Les géosynthétiques bentonitiques sont couramment employés en complément et dans certains cas
en substitution partielle des barrières minérales argileuses placées directement sous la
géomembrane. Comme indiqué dans le guide « Equivalence » du Ministère chargé de
l’Environnement [MEDD, 2001], ce dernier cas doit se limiter aux situations où la vulnérabilité de
la ressource en eau souterraine est limitée et le risque de contamination réduit par le contexte
géologique et hydrogéologique local (exemples figure 3).
A
B
B'
GSB
1m
5m
k < 1.10-9 m/s
-6
k < 1.10 m/s
1m
5m
k < 1.10-9 m/s
-5
k < 1.10 m/s
0.5 m
k < 1.10-9 m/s
5m
k < 1.10-6 m/s
Ressource démontrée
peu vulnérable
Figure 3 – Exemples de dispositifs d'étanchéité équivalents avec utilisation d'un GSB sous géomembrane:
A. Dispositif réglementaire, B. Renforcement en cas de défaillance de l'écran de 5 m < 1.10-6 m/s, B'.
Substitution partielle de l'écran de 1 m < 1.10-9 m/s en contexte de ressource en eau peu vulnérable
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Les sollicitations des géosynthétiques bentonitiques en fond d'installation de stockage de déchets
sont multiples et comparables à celle d'une barrière argileuse classique. Néanmoins, leur faible
épaisseur nécessite une attention plus stricte. On peut noter:
- Sollicitation chimique par la charge ionique du lixiviat de décharge en cas de fuite à travers
la géomembrane ;
- Sollicitation hydraulique par la charge potentielle de lixiviat en cas de fuite à travers la
géomembrane ;
- Sollicitation mécanique par poinçonnement et tassements différentiels en fond et
cisaillement sur les flancs.
- Sollicitation thermique par les réactions exothermiques dues à la décomposition des déchets.
Les conférences présentées à Nice en septembre 2002 ont abordé les géosynthétiques bentonitiques
sur le plan de leur résistance chimique, leur résistance mécanique et plus généralement de la
durabilité de leurs performances tant en application hydraulique (étanchéité de bassins) qu'au sein
des dispositifs d'étanchéité dans les installations de stockage de déchets. Les discussions et
conclusions découlant de ces conférences contribuent à l'approfondissement des connaissances sur
ces produits dont les premières applications en France remontent au début des années 90. Les
éléments présentés dans les chapitres suivants soulèvent certaines interrogations qui peuvent
subsister quant à l'utilisation de ces produits et au dimensionnement des ouvrages dans lesquels ils
sont incorporés.
2.1.2 Avantages du géosynthétique bentonitique dans la barrière passive
Kamon et al. insistent sur les avantages de la présence d'une barrière minérale en dessous de la
géomembrane. Cette association a pour intérêt de limiter la propagation de lixiviat dans la barrière
passive en cas de défaut ponctuel de la géomembrane. Dans cette configuration, l'usage des
géosynthétiques bentonitiques présente également un avantage certain de par leur capacité de
gonflement produisant un effet de "cicatrisation" rapide au droit de la fuite. Néanmoins, les
capacités de gonflement de la bentonite peuvent être fortement affectées, et de manière définitive,
par un contact direct avec un lixiviat de décharge. Il est important de souligner que l'état hydrique
du produit en début d'exploitation peut être un facteur déterminant pour la pérennité de ses
performances d'étanchéité. Si on exclut le cas rare d'un système de contrôle de fuite sous
géomembrane (voir paragraphe 2.2.2), toute utilisation d'un dispositif drainant à l'interface entre la
géomembrane et la barrière minérale constitue un risque de généralisation de la contamination de la
barrière par le lixiviat à l'échelle du casier. De plus, Rowe et al. ont montré que les géosynthétiques
bentonitiques peuvent voir leur performance hydraulique réduite au contact d'un géodrain par
entraînement progressif de bentonite et érosion interne dans le cas de gradients hydrauliques élevés.
2.1.3 Sollicitations de la barrière minérale
On distingue les sollicitations chimiques, mécaniques et thermiques :
- Sollicitations chimiques :
Fairlough et al. ont abordé le problème de l'influence des échanges cationiques sur les performances
d'étanchéité des GSB au contact de lixiviats par des essais sur différents types de bentonites
(sodiques naturelles, calciques activées). La substitution des ions sodium par des ions calcium dans
la structure des argiles après un contact prolongé avec des solutions salines conduit à une
augmentation, sous certaines conditions de contrainte, du coefficient de perméabilité. La nature de
l'argile est un paramètre important et les bentonites naturellement sodiques présentent une meilleure
résistance chimique que les bentonites naturellement calciques et enrichies artificiellement en
sodium.
Ces résultats sont confirmés par Della Porta et Tresso, Eglofstein et al. qui insistent sur la préhydratation des bentonites avant contact avec les lixiviats. La pré-hydratation par l'eau permet de
limiter la dégradation des propriétés de la bentonite lorsqu'elle se trouve en contact avec le lixiviat.
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Dans la pratique, la pré-hydratation se produit in situ par mise en équilibre hydrique du
géosynthétique bentonitique et du sol support (essentiellement par transferts en phase vapeur). La
pré-hydration artificielle, par arrosage par exemple, a été rapidement proscrite en raison du
gonflement rapide du produit et des risques de fluage de la bentonite entre les géotextiles au cours
de la mise en place des structures sus-jacentes (géomembrane, drains, etc).
-Sollicitations mécaniques :
Fitzsimmons et Stark ont mis en évidence la forte susceptibilité des géosynthétiques bentonitiques à
la réduction d'épaisseur sous sollicitation mécanique par rapport aux argiles compactées. La
migration de bentonite par fluage au sein même du GSB peut conduire, par poinçonnement ou par
simple variation locale de contrainte normale, à la création, à plus ou moins long terme, de secteurs
d'épaisseur réduite conduisant à des flux liquides plus importants et à une réduction de la résistance
chimique. Ils estiment qu'une épaisseur minimum de 7 mm permet de sauvegarder les performances
du produit sous les sollicitations habituelles.
Les phénomènes de migration de bentonite sont plus particulièrement favorisés par la présence de
plis dans la géomembrane successifs à une exposition prolongée au rayonnement solaire. Dans la
pratique, ces plis sont souvent irréversibles et constituent des points de concentration de contraintes
tout au long de l'exploitation du casier.
-Sollicitations thermiques :
Southen et al. ont étudié les effets à long terme sur leurs propriétés hydrauliques des conditions de
températures extrêmes auxquelles sont soumis les géosynthétiques bentonitiques en fond de
décharge. Les problèmes de dessiccation de la bentonite peuvent conduire dans certaines
configurations à une augmentation très importante de la perméabilité des GSB qui peut être
irréversible si un contact direct avec un lixiviat se produit. Cependant, les résultats obtenus dans
l'étude ne montrent pas d'altération significative et lorsque le GSB est incorporé dans le dispositif
d'étanchéité drainage, sa teneur en eau ne subit pas de diminution et aucun signe de dessiccation ne
peut être observé. Néanmoins, des expérimentations supplémentaires avec des sols supports
variables (granulométrie, capacité de rétention, etc.) seront nécessaires afin de vérifier cette capacité
de résistance à la dessiccation sous sollicitation thermique.
2.1.4 Vieillissement des barrières minérales
Fleischer présente les résultats du diagnostic d'une étanchéité à base de GSB vieille de 5 ans. Les
résultats montrent que les caractéristiques physiques et géométriques du produit (assemblage,
structure de liaison) sont restées pratiquement intactes après cinq années d'exposition dans un canal
de navigation. Le suivi des débits de fuite n'a pas révélé d'altération majeure du potentiel
d'étanchéité mais une légère augmentation de la perméabilité a pu être attribuée aux effets des
échanges cationiques et de la modification chimique de l'argile. Des problèmes de poinçonnement
au cours de l'installation ont conduit à une réduction locale de l'épaisseur du produit affectant les
débits d'écoulement au travers du produit.
Pour le cas des fonds d’installations de stockage de déchets, aucun retour d'expérience en vraie
grandeur n’est disponible. Les combinaisons de sollicitations auxquelles sont soumis les GSB
(chimique, mécanique, thermique), leur faible épaisseur et le recul limité sur les performances à
long terme, conduisent à une prudence légitime des autorités sur l'utilisation des géosynthétiques
bentonitiques en fond de décharge et plus particulièrement à la préconisation d’une utilisation en
renforcement de la couche argileuse réglementaire plutôt qu’en substitution pure et simple.
Les recherches menées au cours de la dernière décennie ont contribué à l'amélioration de la
connaissance des produits et de leurs procédures d'installation. Cependant des interrogations
demeurent quant à leur durabilité chimique et à la pérennité de leurs performances d'étanchéité. Les
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recherches doivent donc se poursuivre dans ce sens afin de fournir les garanties nécessaires à une
utilisation plus large.
2.2. Les géomembranes
2.2.1 Les produits utilisés et leurs performances
Au cours de la session spéciale sur les géomembranes, la principale question posée était : existe-t-il
un produit de remplacement au PEHD, actuellement le plus généralement utilisé en fond de site de
stockage de déchets, pour ses qualités reconnues de résistance chimique ? Les interventions des
divers participants venus de cinq continents ont montré qu’aucun autre produit synthétique n’a fait
la preuve jusqu’à maintenant d’une meilleure efficacité en terme de barrière pour déchets que le
PEHD.
D’autres géomembranes sont éventuellement utilisées, tels le PVC ou le polypropylène souple ou
encore les géomembranes bitumineuses, mais toujours dans le cas de la double étanchéité
composite, donc en association avec une première étanchéité qui comporte déjà une géomembrane
PEHD. La réglementation française n’impose pas explicitement l’usage d’une géomembrane PEHD
en simple étanchéité mais il faut savoir que de nombreux autres pays l’imposent (notamment
l’Allemagne, les USA, le Canada, …). Bowders et al. (USA) présentent une barrière réalisée à partir
d’un géotextile imprégné d’asphalte placé sur une couche de liant asphaltique. Cette barrière
présente des caractéristiques de perméabilité voisines de celles du PEHD pour l’eau et le méthanol
mais nettement insuffisantes vis à vis de polluants tels que l’acétone, le xylène ou le chloroforme,
donc non recommandée en fonds de site de stockage de déchets.
De ce fait, on comprend que les études de comportement des géomembranes, présentées à Nice,
concernent essentiellement les géomembranes PEHD.
Il est cependant important de noter que, selon la composition de la géomembrane à base de PEHD,
on observe des performances très variables, liées d’une part à la nature et la quantité d’additifs
(notamment les antioxydants) et d’autre part à la résine de base utilisée. Le taux de cristallinité peut
ainsi varier de façon importante. Ce taux est souvent de l’ordre de 40% mais il peut être imposé à
une valeur supérieure comme dans la norme allemande où il doit dépasser 60%. Cette spécificité
peut se comprendre facilement quand on sait que le processus de diffusion moléculaire a lieu dans
la zone amorphe de la géomembrane, c’est à dire la zone non cristalline.
On sait par ailleurs qu’une géomembrane PEHD est performante si les soudures sont bien réalisées.
D’où l’importance de bien caractériser ces soudures :
- Benneton et al. (France) proposent de les évaluer mécaniquement à l’aide du facteur de
soudage qui représente le rapport entre l’effort maximal de traction exercé pendant un essai
de traction simple ou de pelage sur un échantillon soudé et le même effort moyen obtenu sur
des échantillons non soudés du même matériau. Une valeur minimale requise de ce facteur
peut être imposée sur chantier en fonction du type de soudure (fusion ou extrusion) et en
fonction du type d’essai : on imposera par exemple une valeur minimale du facteur de
soudage égale à 60% pour du PEHD soudé par extrusion à partir d’essais de pelage.
- Pierson et Barroso (France) proposent d’évaluer la perméabilité aux gaz de soudures double
cordon de géomembranes PEHD à l’aide d’un coefficient de perméation, fonction du gaz
diffusant : l’espace entre les deux cordons est pressurisé avec le gaz étudié ; on suit ensuite
la chute naturelle de pression dans l’espace une fois celui-ci isolé du milieu extérieur et le
coefficient de perméation se déduit de l’analyse de la fonction liant la pression dans cet
espace et le temps.
2.2.2 Défauts et remèdes
Les principaux défauts reconnus des géomembranes PEHD sont :
- le risque de stress-cracking (rupture sous contrainte de fluage nettement inférieure à la
contrainte admissible, en présence de lixiviat et très souvent au voisinage des soudures)
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-
le manque de souplesse
la sensibilité au percement du fait de la faible épaisseur (défaut valable pour toute
géomembrane).
Peu d’études spécifiques concernant le stress-cracking ont été menées récemment. Seuls Peggs et al.
(USA) soulignent l’importance des essais de stress-cracking qu’il faut corréler aux essais
d’oxydation quand on étudie la durabilité d’une géomembrane PEHD (voir paragraphe suivant).
Par contre, de nombreuses études ont porté sur les problèmes de poinçonnement ou déchirure des
géomembranes :
- Après une enquête réalisée dans 11 pays depuis 1985, Rollin et al. (Canada) montrent qu’il faut
compter en moyenne entre 15 et 20 défauts par hectare, ce qui est nettement supérieur à la
moyenne habituellement considérée pour l’estimation des fuites, soit 5 défauts par hectare. Les
défauts sont d’autant plus nombreux que l’installation est de petite taille. 80% d’entre eux sont
inférieurs à 500 mm2 et plus de 70% sont dus aux granulats du système de drainage (cf. Figure
4).
Figure 4 – causes d’endommagement des géomembranes (d’après Bouazza-Australie, Nosko-Slovaquie et
Touze-Foltz-France)
- Le nombre de défauts peut se réduire grâce au contrôle qualité et s’il est prévu une bonne
protection de la géomembrane par un géotextile ou (comme cela se pratique en Allemagne pour
les sites de grande hauteur) par du sable enveloppé de géotextile. Il est évident que la première
protection réside dans le choix des granulats qui doivent être de provenance alluviale, bien
calibrés et lavés et de surface arrondie.
On recourt actuellement de plus en plus aux méthodes géoélectriques pour détecter ces défauts :
le principe consiste à détecter la rupture d’isolant électrique générée par un défaut en mettant en
eau la zone étudiée et en y déplaçant une électrode. Il existe aussi maintenant des géomembranes
auxquelles est associée lors de la fabrication une sous-couche conductrice. Cette sous-couche est
soumise sur le site à un fort potentiel et la fuite est détectée en faisant circuler un conducteur au
dessus. L’avantage de ce dernier procédé est de permettre la détection des défauts une fois les
granulats du drainage mis en place (à condition de les humidifier) et donc de prendre en compte
les défauts générés par ces granulats. Il est aussi possible de recourir à un dispositif de détection
permanente pendant la durée de vie du site (Nosko et al., Slovaquie) à l’aide d’un réseau de
conducteurs en contact avec la géomembrane (placés au-dessus ou au-dessous) entre lesquels on
mesure périodiquement la différence de potentiel.
- La résistance de la géomembrane au poinçonnement est également importante à connaître.
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Lambert et al. (France) montrent qu’il existe une bonne corrélation entre les résultats obtenus à
partir des essais de poinçonnement hydrostatique (augmentation de la pression hydrostatique sur
une géomembrane posée sur granulats jusqu’à rupture), de poinçonnement statique (enfoncement
d’une sonde de 8mm de diamètre dans la géomembrane jusqu’à rupture) et de traction biaxiale.
Ces essais permettent de bien mettre en évidence la relation directe entre la résistance au
poinçonnement et la flexibilité du produit, ce qui n’est pas en faveur du PEHD. Lambert et al.
présentent également l’essai NFP84-510 où une géomembrane est poinçonnée par des granulats
normalisés soumis à une charge croissante jusqu’au percement. Contrairement aux précédents,
cet essai est favorable au PEHD qui est plus résistant au percement que les autres matériaux. Par
contre, l’essai NFP84-505, qui est une grande boîte de cisaillement destinée à l’étude de
l’interface géomembrane/granulats montre une faible résistance au cisaillement du couple
PEHD/granulats. Un concept intéressant est proposé par Kamon et al. (Japon) : il consiste en une
triple étanchéité réalisée avec un élastomère à base de polyuréthane , très flexible et d’une
épaisseur de 30mm encadré par deux géomembranes : l’élastomère protège la deuxième
géomembrane des risques de poinçonnement et réduit considérablement les fuites dues aux
défauts des deux géomembranes. Ce peut être une bonne alternative à la double étanchéité.
- Ces défauts reconnus, il est nécessaire de prévoir les fuites qui les traversent : Touze-Foltz
(France) propose des formules empiriques dans le cas des déchirures qui complètent les formules
de Giroud applicables aux trous. En combinant les résultats de ces formules et ceux obtenus sur
site à partir des mesures de débit de lixiviat drainé sous la première couche d’étanchéité (si ce
drainage existe), il serait intéressant d’en déduire le nombre de défauts et de le comparer aux
résultats de mesures géoélectriques. Ce qui n’a pas encore été fait. Kamon et al. (Japon)
proposent de définir une conductivité hydraulique équivalente prenant en compte les fuites par
diffusion et celles par advection dans les défauts puis dans la couche d’argile. Les auteurs
montrent que les fuites par les défauts deviennent négligeables si la perméabilité de l’argile est
faible (K < 10-8m/s). Olinic et al. (Italie) proposent également un tel modèle pour l’estimation
des fuites dans le complexe [argile compacté/géomembrane] avec un coefficient de diffusion
équivalent et un coefficient de perméabilité équivalent correspondants à l’ensemble des éléments
de la barrière.
2.2.3 Vieillissement des géomembranes
- Plusieurs auteurs ont montré les effets importants des UV sur le vieillissement des
géomembranes PEHD, avec une perte sensible des additifs (Lodi et al., Brésil), conduisant
notamment à une baisse du module de Young (Al-Yaqout, Koweit) et donc à une moindre
résistance à la traction.
- En fond de site, la géomembrane est rapidement protégée du rayonnement solaire une fois
recouverte, mais elle est soumise à l’agression des polluants contenus dans le lixiviat. Maia et al.
(Brésil) montrent que le PEHD résiste bien à ce type d’agression (notamment mieux que le
PVC).
Cependant, il est important de connaître la résistance à l’oxydation du PEHD. En effet, comme
on l’a vu au paragraphe précédent (stress-cracking), une des causes de rupture de ce produit est
liée à la combinaison d’une mise en tension et à la migration vers l’extérieur des antioxydants
pendant que des contaminants pénètrent dans le matériau. Le moindre défaut de la géomembrane
(en particulier au voisinage des soudures) favorisent ce mécanisme de stress-cracking. Peggs
(USA) en déduit l’importance de la mesure de la résistance à l’oxydation avec la prise en compte
de la température qui accélère fortement le processus de dégradation : il montre qu’il n’est pas
judicieux de mesurer cette résistance à l’aide du test OIT (oxidative induction time) qui est
réalisé à des températures de 150 à 200°C non compatibles avec celles observées sur site. C’est
pourquoi, il propose de mesurer la résistance à l’oxydation à 85°C, non pas avec le test OIT mais
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à l’aide de la mesure de CC (contenu en groupes carbonyl : CC=0 si rien n’est oxydé ; CC=1 si
tout est oxydé) par analyse infra-rouge et ce, grâce à un four ventilé qui accélère le processus
d’oxydation. Schroeder et al. (Allemagne) proposent d’accélérer encore ce processus en
effectuant l’essai dans une atmosphère d’oxygène sous pression élevée. Un facteur de durabilité
MDF peut être défini par :
MDF = SCR / CC où SCR représente le résultat de l’essai de stress-cracking (durée de
résistance à un essai de fluage où l’échantillon est légèrement fendu et trempé dans un bain de
lixiviat). La valeur requise du facteur MDF dépend alors de l’usage fait de la géomembrane.
Une étude intéressante du vieillissement des géomembranes PVC est présentée par Diebel
(Canada) qui montre l’importance de la composition du plastifiant sur la durabilité de ces
géomembranes pour une utilisation en fonds de site: il conseille d’éviter les adipate monomères
et de préférer les trimelatate monomères. De même, en ce qui concerne les charges : éviter une
charge à base de carbonate de calcium représentant plus de 7% du produit pour une utilisation
dans une ambiance acide. Enfin , un test de compatibilité chimique est toujours fortement
conseillé pour ce type de produit.
- La durabilité peut aussi être estimée simplement en extrapolant la courbe en fonction du temps
de Ln (OIT) où OIT est le résultat du test OIT. Si cette courbe est linéaire, Kay et al. (Canada)
montrent en effet qu’il suffit de connaître les résultats de ce test à t=0 et t=15 ans pour avoir la
durabilité td correspondant à Ln (OIT) = 0. Malgré certaines difficultés liées aux changements de
composition des produits au cours du temps, les auteurs estiment que la durabilité td ainsi définie
d’une géomembrane PEHD soumise à l’ensoleillement du sud canadien est de l’ordre de 40 ans.
Par ailleurs, Schroeder et al. observent une bonne résistance à l’oxydation d’échantillons de
PEHD ou PP trempés dans une solution aqueuse de NaHCO3 (impact négligeable sur la
résistance mécanique au bout de 60 jours d’immersion).
Bouazza (Australie) indique que l’ordre de grandeur de la durée de vie d’une géomembrane en
contact avec du lixiviat est actuellement estimé à une centaine d’année lorsque la géomembrane
est chimiquement inerte vis à vis des composants du lixiviat et lorsque la pose est réalisée
suivant un bon plan de contrôle qualité.
3. Les éléments de drainage
3.1. Les produits utilisés et leurs performances
Remplacer les matériaux granulaires au niveau des systèmes de filtration et drainage par des
produits entièrement synthétiques dans les centres de stockage de déchets, pose toujours le
problème du risque de colmatage. Quelques nouveaux complexes synthétiques ont été présentés à
Nice qui, s’ils font leur preuve au niveau durabilité, pourraient être prometteurs. Nous en présentons
ici deux exemples intéressants :
3.1.1
géocomposite de drainage sur pentes
Figure 5 – structure du géocomposite utilisé sur pente (d’après Arab et Gendrin-France)
Arab et Gendrin (France) présentent un géocomposite dont la structure est représentée sur la figure
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5es Rencontres Géosynthétiques Francophones 2003 / 2004
5 où la couche de géotextile joue le rôle d’âme drainante et où le diamètre des minitubes est de 22
mm. Ce géocomposite déroulé sur pentes active le drainage vers le fond et ainsi le facilite. Les
auteurs montrent qu’il faut intégrer dans la structure du filtre des fibres noires, sur une couche
protectrice anti-UV efficace pendant au moins deux ans.
3.1.2 complexe synthétique d’étanchéité-drainage
De Vita et Arnold (USA) proposent un ensemble d’étanchéité-drainage entièrement synthétique
posé avec une pente de 1 à 3 % et dont le principe est donné figure 6 :
Figure 6 – structure du complexe synthétique d’étanchéité-drainage (d’après De Vita et Arnold-USA)
Le produit « triplanar » est un « geonet » de forte transmissivité en PEHD capable de supporter sans
déformation la pression des déchets et dimensionné en tenant compte des intrusions de fines et du
colmatage éventuel provoqué par le lixiviat drainé. Les auteurs indiquent que le produit est bien
adapté aux sites de stockage de déchets de type « bioréacteurs » avec recirculation du lixiviat et ce,
avec un coût nettement inférieur à celui des systèmes traditionnels. Il peut inclure un système
permanent de détection des fuites comme vu au paragraphe 2.2.2.
3.2. Défauts et vieillissement
On a déjà vu que le problème essentiel est le risque de colmatage qui peut avoir lieu chimiquement
(réaction chimique entre les éléments du lixiviat et le géosynthétique) ou biologiquement
(développement de micro-organismes). Il est donc important d’être en mesure de caractériser
l’interaction géotextile-lixiviat : c’est l’objectif des travaux de Colmanetti et Palmeira (Brésil) qui
ont monté plusieurs cellules (diamètre : 580 mm) avec déchets en contact avec un géotextile ou du
sable. Le lixiviat est collecté sous le filtre et provient dans un premier temps de l’humidité
intrinsèque des déchets puis, dans un deuxième temps (après 2 mois) d’un ajout d’eau sur les
déchets (5l / semaine). Après 180 jours d’essai, les auteurs montrent que le sable est le filtre qui
retient le plus de particules solides et que la quantité de micro-organismes formés est plus
importante dans le géotextile que dans le sable, conduisant à une baisse sensible de la perméabilité
du géotextile. Les auteurs ont cependant noté que l’efficacité du géotextile était encore tout à fait
correcte après 6 mois d’expérience dans des conditions beaucoup plus sévères que sur site quant à la
quantité de particules en suspension dans le lixiviat.
Le vieillissement intrinsèque des géosynthétiques utilisés en fond de site pour le drainage et la
filtration s’avère être un facteur généralement moins pénalisant que le problème de colmatage :
Müller et al. (Allemagne) ont extrait des drains géosynthétiques en polypropylène après une période
de service de 12 à 20 ans en couverture de site de stockage de déchets. En analysant la quantité
d’antioxydants restants, comparée à la quantité initiale (même si cette donnée est souvent difficile à
obtenir), ils montrent qu’il est possible d’extrapoler la durée de vie du produit et l’estiment à une
centaine d’années.
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5es Rencontres Géosynthétiques Francophones 2003 / 2004
4. Références:
Al-Yaqout, A., F., « Geosynthetics application at landfills in arid climate regions”, 7th ICG, Nice 2002, pp. 741-743.
Arab, R., Durkheim, Y; and Gendrin, P., “Landfill drainage systems”, 7th ICG, Nice 2002, pp. 745-748.
Benneton, J., P. and Gerard, Y., “Mechanical strength evaluation of geomembrane welds-welding factors”, 7th ICG,
Nice 2002, pp. 1411-1414.
Bouazza, A., Zornberg, J.,G. and Adam, A., « geosynthetics in waste containment facilities : recent advances », 7th ICG,
Nice 2002, pp. 445-507.
Bowders, J.,J., Neupane, D., Loehr, J.,E. and Bouazza, A., “Asphalt-geotextile barriers for waste containment”, 7th
ICG, Nice 2002, pp.511-414.
Colmanetti, J., P. and Palmeira, E., M., “A study on geotextile leachate interaction by large laboratory tests”, 7th ICG,
Nice 2002, pp. 749-752.
Della Porta, C. and Tresso, G., “Geosynthetic clay liners: how different solutions interact with hydraulic and colloidal
properties of bentonite of GCLs”, 7th ICG, Nice 2002, pp.809-812.
De Vita, J., L. and Arnold, J., P., « Bioreactor-ready landfill bottom liner system”, 7th ICG, Nice 2002, pp. 753-756.
Diebel, P., W., “The effect of formulation on the physical properties and durability of flexible PVC geomembranes”, 7th
ICG, Nice 2002, pp. 1477-1480.
Egloffstein, T., A., Maubeuge, K., V. and Reuter, E., « Application of GCLs in contact with leachates or chemical
solutions »,7th ICG, Nice 2002, pp.813-818.
Fitzsimmons, J., H. and Stark, T., D., “Theoretical effect of bentonite migration on contaminant transport through
GCLs”, 7th ICG, Nice 2002, pp.757-760.
Fleischer, P., “Geosynthetic clay liners-first long time experience as an impermeable lining of a navigation canal”, 7th
ICG, Nice 2002, pp.823-826.
Fluet,J.,E., « Impermeable liner systems : myth or reality », 7th ICG, Nice 2002, pp.515-518.
Kamon, M., Akaï, T., Matsumoto, A., Iawata, K., Normura, T. and Yaida, O., “New development of triple system with
polyurethane elastomer between double geomembrane sheets”, 7th ICG, Nice 2002, pp.561-564.
Kamon, M., Inui, T., Endo, K., Ito, K. and Katsumi, T. “Evaluating the effect of clay layer on the performance of
composite liner having geomembrane defects”, 7th ICG, Nice 2002, pp. 519-522.
Kay, D., Senf, D., F., Blond, E. and Vermeersch, O., G., “Durability of cellular confinement systems in Quebec”, 7th
ICG, Nice 2002, pp. 1435-1438.
Lambert, S. “Understanding and prediction of hydrostatic puncture resistance of geomembranes”, 7th ICG, Nice 2002,
pp. 1391-1394.
Lambert, S., Bernard, A. and Girard, H., “Experimental study of the interaction between geomembrane and gravel in
terms of shear and puncturing”, 7th ICG, Nice 2002, pp. 1395-1400.
Lodi, P., C. and Bueno, B., S., “Analysis of ageing and degradation of HDPE and PVC geomembranes”, 7th ICG, Nice
2002, pp. 523-526.
Maia, I., S. and Vilar, O ;, M., “The influence of some urban waste degradation agents on the mechanical properties of
geomembranes”, 7th ICG, Nice 2002, pp.765-768.
MEDD (2001) : “Guide de recommandations à l’usage des tiers-experts pour l’évaluation de « l’équivalence » en
étanchéité passive de centres de stockage”
Müller-Rochholtz, J., Bronstein, Z., Schroeder, H., F., Rybak, T., Zeynalov, E., B. and Von Maubeuge, K., P., “Long
term behaviour of geosynthetic drains- excavations on landfills after up to 12 years service”, 7th ICG, Nice 2002,
pp.565-568.
Nosko, V., Bishop, I. and Konishi, Y., “Study of the use of electrical leak/damage detection and location systems around
the world”, 7th ICG, Nice 2002, pp. 769-774.
Olinic, E., Dominijanni, A. and Manassero, M., “Steady state advective and diffusive pollutant transport through
landfill barrier systems”, 7th ICG, Nice 2002, pp. 1577-1580.
Peggs, I., D., Lawrence, C. and Thomas, R., “The oxidation and mechanical performance of HDPE geomembranes: a
more practical durability parameter”, 7th ICG, Nice 2002, pp. 779-782.
Pierson, P. and Barroso, M., “laboratory test method for determining gas permeation through double welded
geomembrane seams”, 7th ICG, Nice 2002, pp. 787-790.
Rollin, A., L., Marcotte, M., Chaput, L. and Caquel, F., “lessons learned from geo-electrical leaks surveys”, 7th ICG,
Nice 2002, pp. 527-530.
Schroeder, H.,F., Bahr, H., Lorenz, E., Kneip, G., Schmuecking, I. And Zeynalov, E., B., “Resistance of polyolefin
geosynthetics to oxidation : a new accelerated test working at elevated oxygen pressure”, 7th ICG, Nice 2002, pp. 14551458.
Southen, J., M., Rowe, R., K. and Von Maubeuge, K., P., “Thermally induced moisture movement beneath geosynthetic
clay liners”, 7th ICG, Nice 2002, pp. 577-580.
Touze-Foltz, N., Nosko, V. and Morcet, M., «Hydraulic performance of a composite bottom liner in a municipal solid
waste landfill », 7th ICG, Nice 2002, pp. 535-538.
96