### 3.4.3 Surcote de niveau en amont d'un pont (backwater effect)

Un des effets les plus importants et visibles de la formation d'embâcles est l'élévation du niveau d'eau en amont, nommée aussi "surcote" dans ce guide. C'est l'obstruction de la section d'écoulement, ainsi que éventuellement les frottements additionnels associés à la présence des flottants, qui génèrent ces surélévations des niveaux d'écoulement. Ce phénomène peut être accompagné de l'alluvionnement du lit de la rivière, de l'avulsion du chemical, et de phénomènes locaux d'affouillement. Ces effets en cascade peuvent engendrer des problèmes au niveau des structures (affouillement, déchaussement), ou encore une inondation des berges, générant éventuellement le recrutement de plus de bois flottant (DIEHL, 1997; COMITI et al., 2012; RUIZ-VILLANUEVA et al., 2014a).

GSCHNITZER et al. (2017) ont mené une double analyse sur cette thématique : ils ont réalisé dans un premier temps des expériences avec une plaque obstruant la section sous le pont (Fig. 3.14d). Les réhausses de ligne d'eau associés à cet abaissement du niveau de la sous-poutre ont été enregistrées. Dans un second temps, des accumulations de flottants ont été constituées avec 8, 16, 32 ou 64 gros éléments ainsi qu'en présence et en l'absence de petits éléments flottants flexibles représentant des branches s'infiltrant entre les gros éléments et réduisant la porosité de l'embâcle (c.f. Fig. 3.14e). GSCHNITZER et al. (2017) indiquent enfin, à quel taux d'obstruction (abaissement relatif de la cote de la sous-poutre) correspondait en moyenne les réhausses induites par les accumulations de flottants. Sans connaître le détail des surcotes mesurées pour différents débits ou configurations, ceci permet de donner des ordres de grandeurs d'abaissement relatif de sous-poutres cohérents avec des accumulations de flottants. Cette approche peut ensuite être utilisée dans des modèles numériques pour corriger la géométrie d'un ouvrage de manière à prendre en compte implicitement la présence de l'embâcle :

- Pour des accumulations n'impliquant qu'une poignée de flottants (8 ou 16, soit 50-100 m³ de bois flottant à l'échelle terrain, le double en comptant les petits flottants), le taux d'obstruction équivalent varie dans la gamme 10%-20% en l'absence de petits flottants flexibles et dans la gamme 36%-49% en leur présence.

- Pour des accumulations impliquant un nombre plus conséquent de flottants (32 ou 64 soit 200-400 m³ de bois flottant à l'échelle terrain, 300-500 m³ en comptant les petits flottants), le taux d'obstruction équivalent varie dans la gamme 20%-40% en l'absence de petits flottants flexibles et dans la gamme 42%-57% en leur présence.

Ces essais démontrent à la fois que la présence de branches et feuilles venant densifier l'embâcle a un effet très significatif sur les surcotes amont associées, mais aussi qu'il suffit d'une poignée de grands éléments pour atteindre des degrés d'obstruction de l'ordre de 40%-50%. GSCHNITZER et al. (2017) notent tout de même qu'aucun essai n'a montré de surcote qui dépasserait un degré d'obstruction équivalent >57%. Cet effet est également dommageable pour des orifices sur des seuils latéraux permettant de restituer les débits réservés sur des tronçons court-circuités par des biefs de moulins par exemple. Il a déjà été observé qu'il suffit de quelques branches se mettant en travers des orifices pour que des feuilles tombées à l'automne s'y accumulent, jusqu'à occulter presque totalement l'ouverture. Le même problème a également été relevé sur des grilles en amont de prises d'eau de centrales hydroélectriques, colmatées rapidement à partir du moment où quelques flottants sont arrêtés par la grille.

L'analyse des observations de OKAMOTO et al. (2019) sur une configuration globalement similaire (Fr = 0.28 - 0.78) confirme que les embâcles formés par des accumulations de plusieurs dizaines, voire d'une centaine de flottants, généraient des surcotes équivalentes à des taux d'obstruction de l'ordre de 49%-56%; des accumulations dépassant les 200 pièces, et jusqu'à 270 pièces, atteignaient au maximum un taux d'obstruction de l'ordre de 65%. Ces essais étaient toutefois réalisés sans petits flottants flexibles qui auraient vraisemblablement pu augmenter ces taux d'obstructions équivalents.

Le guide Américain de BRADLEY et al. (2005), un peu plus ancien que les deux articles présentés ci-dessus, fournit par ailleurs la description la plus complète des approches existantes pour estimer les surcotes associées à la présence d'embâcle sur les ponts, en particulier ceux équipés de piles en rivière. Il décrit des approches simplifiées mais aussi des exemples d'application numérique, notamment par modélisation 1D avec le logiciel HEC-RAS de l'US Corps of Engineers, logiciel de simulation utilisé très fréquemment et qui comprend des options pour modéliser implicitement les embâcles au droit des ponts (notés "floating debris"). L'approche utilisée repose sur l'ajout d'une surface d'obstruction décrite par sa largeur et sa hauteur dans le module de gestion des piles de ponts (BRUNNER, 2008, p. 5.33). La synthèse de ADDY et WILKINSON (2019) discute plus largement des différentes
façons d'intégrer la présence de bois mort ou de flottants dans les modèles numériques.

### 3.4.4 Érosion, affouillement et contournements

Les accumulations de bois flottants au niveau des ponts détourne les écoulements vers le bas ainsi que éventuellement vers les rives, générant des affouillements et des érosions par contournement (DIEHL, 1997). L'affouillement des piles de ponts, en particulier en présence de bois, est une cause majeure de ruine d'ouvrages (par exemple Fig. 3.15 & 3.16).

<figure><img src="image_50.png" /><figcaption>FIGURE 3.15: Effondrement suite à la formation d'un embâcle (a) d'un pont de l'autoroute du Missouri et (b) d'un pont en Oklahoma (BRADLEY et al., 2005)</figcaption></figure>

<figure><img src="image_51.png" /><figcaption>FIGURE 3.16: Affouillement d'un pont après la crue du Guil en Juin 2000 (KOULINSKI et RICHARD, 2008)</figcaption></figure>

Des campagnes d'essais sur modèle physique, parfois doublées de modélisations numériques, ont été réalisées afin de mieux comprendre les processus d'affouillement et de proposer des formules d'estimation de la profondeur d'affouillement au droit de piles de ponts (embâclés ou non). Le sujet est complexe et ne saurait être résumé dans le présent guide. Nous suggérons de consulter les guides américains de LAGASSE et al. (2010) et de STURM et al. (2018), ainsi que les travaux de PAGLIARA et CARNACINA (2010, 2011a,b).
### 3.4.5 Impacts et cas de charges associés aux flottants

#### Force d'impact

En faisant l'hypothèse que la structure est rigide, la force d'impact d'un flottant sur cette dernière $F_{i,max}$ peut être estimée par (HAEHNEL et DALY, 2004) :

$$F_{i,max} = u_{BF} \sqrt{\hat{k}(m_{BF} + C \cdot m_f)} \quad (3.7)$$

avec $u_{BF}$ la vitesse de déplacement du flottant (m/s), $\hat{k}$ coefficient de raideur au contact à l'impact (N/m), $m_{BF}$ la masse du flottant (kg), $m_f$ la masse du fluide déplacé par le flottant qui peut être estimée via la poussée d'Archimède (kg) et $C$ coefficient de masse ajoutée (-). Le coefficient $C$ dépend de la géométrie du flottant, de sa submersion et de son orientation. HAEHNEL et DALY (2004) considèrent raisonnable de prendre $C = 1$ pour des flottants transportés transversalement à la direction de l'écoulement et $C = 0$ pour des flottants parallèles à l'écoulement. Les mêmes auteurs, suite à des mesures en canal, recommandent d'utiliser une valeur de $\hat{k} = 2.4 \cdot 10^6$ N/m, leurs mesures montrant une variabilité de ce dernier dans la gamme 1.1-2.4 MN/m. En cas d'impact oblique ou excentrique, des coefficients réducteurs peuvent être ajoutés à l'équation.

La principale inconnue dans l'utilisation de cette approche est probablement l'estimation de la masse du flottant considéré.

Des efforts dynamiques associés aux impacts directs de flottants sur un ouvrage ne sont possibles que tant que l'ouvrage n'est pas embâclé. Si une accumulation de flottants se forme contre ce dernier, elle le protège des impacts directs. Un cas de charge différent émerge toutefois : le chargement pseudo-statique associé au transfert de la force de traînée appliquée par le fluide sur l'accumulation (paragraphe ci-dessous).

#### Forces de traînée

La présence d'une accumulation de flottants piégés contre un ouvrage génère un transfert d'effort depuis le fluide sur l'accumulation, puis de l'accumulation sur la structure.

BRADLEY et al. (2005, dans leur section 4.6) fournissent une analyse détaillée des coefficients de traînée considérés pour les piles et pour les obstructions, selon le taux d'obstruction de l'ouvrage. Des exemples d'application, ici encore utilisant des modélisations sous HEC-RAS, sont aussi proposées.
## 3.5 Interactions bois flottant et barrages ou seuils

Les évacuateurs de crues sont des équipements stratégiques pour la sécurité des barrages et réservoirs (CFBR, 2013; ICOLD, 2019). Leur dysfonctionnement éventuel peut avoir des conséquences catastrophiques allant jusqu'à la rupture de l'ouvrage. Les témoignages d'interactions inquiétantes entre évacuateurs de crues et embâcles durant certaines crues majeures sont nombreux dans la communauté des gestionnaires d'ouvrages (voir par exemple les cas documentés dans CSB, 2017). L'obstruction de certains évacuateurs a parfois été directement et clairement responsable de la surverse de ces ouvrages (e.g. Figure 3.17).

<figure><img src="image_52.png" /><figcaption>FIGURE 3.17: Obstruction de l'évacuateur de crue du barrage de (a) Palamedra et (b) Schlattli (sources et © OFEN, 2019)</figcaption></figure>

Les guides et documents de recommandations de conception des évacuateurs de crues mentionnent la problématique des embâcles et leur effet perturbateur. Le Guide CFBR (2013) fournit par exemple des recommandations quant aux tirants d'air à prévoir sur les évacuateurs des sites soumis au risque de bois flottant (Figure 3.18). Toutefois, à l'exception de quelques travaux ponctuels (notamment PFISTER et al., 2013b,a; HARTLIEB, 2012), on manquait jusqu'à récemment d'éléments quantitatifs permettant d'estimer la sensibilité intrinsèque de la retenue et de l'évacuateur (probabilité de formation d'un embâcle, effet de surcote qu'il pouvait générer en amont) ou encore les conditions amenant éventuellement à son relargage par dessus l'évacuateur. Des comités se sont emparés de ce problème (CSB, 2017; ICOLD, 2019) et des travaux de recherche ont été menés ces dernières années sur ces sujets (HARTLIEB, 2017; FURLAN, 2019; PFISTER et al., 2020; BÉNET et al., 2021) aboutissant à des recommandations plus claires. On résume dans la suite de cette section les conclusions principales sur trois sujets : (i) La susceptibilité des principaux types d'évacuateurs de crues à la formation des embâcles; (ii) La probabilité de formation d'un embâcle et les conditions amenant à son éventuel relargage et (iii) Les surcotes induites en amont et la perte de capacité d'évacuation des ouvrages.

La question des dispositions constructives permettant de limiter le risque de formation d'embâcles ou les effets induits sur l'hydraulique de l'ouvrage est abordée en filigrane dans le texte ainsi qu'au Chapitre 4 où l'on donne explicitement quelques exemples de dispositifs (voir aussi CSB, 2017; ICOLD, 2019). En résumé, comme le souligne la Figure 3.19, l'analyse doit conclure à l'une des trois possibilités suivantes :

- L'utilisation en l'état de l'ouvrage permettant le transfert à l'aval des flottants, ceci en connaissance des conséquences potentielles associées au relargage;

- L'adaptation de l'évacuateur de crue pour permettre le transfert à l'aval des flottants, toujours en connaissance des conséquences potentielles associées au relargage;

- Le piégeage volontaire dans la retenue ou en amont en cas de doutes quant à la sécurité de la retenue et du bon fonctionnement de l'évacuateur de crues et / ou de dangers associés au relargage en aval.
<figure><img src="image_53.png" /><figcaption>FIGURE 3.18: Logigramme de détermination du risque d'embâcles d'après le Guide CFBR (2013), voir la référence originale pour la définition des variables et les notes associées aux astérisques.</figcaption></figure>
<figure><img src="image_54.png" /><figcaption>FIGURE 3.19: Diagramme synthétique d'analyse des interactions évacuateur de crue - bois flottant aboutissant à l'une des trois options possibles de gestion : adapter l'évacuateur pour permettre le relargage, piéger le bois flottant, ou laisser le relargage se faire en l'état (source : ICOLD, 2019)</figcaption></figure>

### 3.5.1 Typologie d'embâcle en fonction des types de seuils

Cinq types d'ouvrages aux modes de fonctionnement différents peuvent être distingués, deux types plus caractéristiques des torrents et trois types plus caractéristiques du contexte fluvial. On se référera aux guides LANGE et BEZZOLA (2006), CFBR (2013), CSB (2017) et ICOLD (2019) pour les ouvrages plus spécifiques tels que les tulipes ou les évacuateurs vannés :

**Les ouvrages de stabilisation du profil en long et de correction torrentielle** correspondent à des ouvrages remplis de sédiments, à la hauteur de pelle<fnref n="1" /> nulle ou négligeable. Ces ouvrages ont des fonctions de lutte contre l'érosion (fixation des profils en long, consolidation de versants, régulation du transport solide, rétention sédimentaire - PITON et al., 2019b). Ils peuvent localement former des points préférentiels de dépôt de flot-

<footnote n="1">1. Hauteur de pelle : dénivellation entre niveau du lit en amont du seuil et crête du seuil</footnote>
tants mais sont généralement considérés comme quasi-transparents au transport de bois flottant (PITON et RECKING, 2016).

**Les barrages filtrants des plages de dépôt** sont des ouvrages équipés d'ouvertures (fentes, grilles, pertuis) et sont dédiés à la gestion du transport solide (rétention, effet tampon, piégeage des flottants et/ou des blocs - PITON et al., 2019a). L'effet des flottants n'ayant en général pas été pris en compte à la conception, ils viennent régulièrement perturber le fonctionnement de ces ouvrages (BEZZOLA et al., 2004). Les dimensions des ouvertures étant généralement d'ordre métrique ou moindre, elles sont inférieures à la longueur caractéristique des flottants transportés dans les torrents ce qui facilite leur obstruction (à l'exception des torrents à lave torrentielle les plus actifs où les flottants sont broyés en petites pièces). Cette obstruction est parfois souhaitable et recherchée puisqu'elle facilite le piégeage sédimentaire (KOULINSKI et RICHARD, 2008). Dans d'autres cas, elle perturbe la continuité sédimentaire d'évènements de trop faible magnitude pour générer des dommages et augmente les efforts de surveillance et de maintenance des ouvrages. Les embâcles observés dans les plages de dépôts prennent principalement la forme d'accumulations denses obstruant l'ensemble des ouvertures. Si les débits liquides sont suffisamment importants et la débitance de l'ouvrage suffisamment faible, un tapis de flottants peut se former dans le bassin. Une récente campagne d'essais sur modèles physiques a permis de mieux quantifier les interactions entre flottants et barrages filtrants (PITON et al., 2019c, 2020).

**Les seuils et évacuateurs libres (à une seule passe)** correspondent à des ouvrages dont la longueur déversante est suffisamment importante pour que les flottants ne puissent pas prendre appui simultanément sur les deux ailes ou bajoyers de l'ouvrage. Le bois flottant est alors retenu par l'ouvrage simplement parce que la hauteur déversante n'est pas suffisante pour faire passer les éléments par dessus ce dernier. Les embâcles formés au droit de ce type d'ouvrage sont généralement des tapis de flottants. Ce type d'ouvrage ne permet normalement pas la formation d'accumulations multi-couches de flottants : les tapis de flottants sont relargués en aval de l'ouvrage avant que les conditions d'écoulement atteignent un hydrodynamisme suffisant (PITON et al., 2020; BÉNET et al., 2021). Le fonctionnement de ces évacuateurs est donc éventuellement perturbé seulement pour des surverses limitées. Les évacuateurs libres sont ainsi les ouvrages les moins sensibles aux problèmes d'embâcles. La transformation d'un évacuateur à passes multiples en évacuateur libre par suppression des piles permet ainsi d'en augmenter significativement la robustesse de fonctionnement (voir par exemple l'adaptation du barrage de Palagnedra dans CSB (2017));

**Les évacuateurs à passes multiples (équipés de piles)** présentent des comportements très similaires à ceux des ponts équipés de piles. Si la longueur déversante de chaque passe est supérieure à la longueur des bois flottants les plus longs, il faut s'attendre simplement à la formation d'embâcles isolés au droit de chaque pile. Si la longueur des passes est inférieure à la longueur des pièces maîtresses, la formation d'embâcles barrant l'ensemble des passes est probable. Dans ce cas de figure, les conditions de formation des embâcles sont similaires à celles décrites au §3.3.2 (page 59) et illustrées dans la Figure 3.8 : la probabilité de formation d'une accumulation multi-couches dense contre les piles reste possible. En amont, les vitesses d'écoulement chutent rapidement (d'autant plus que la hauteur de pelle est significative) et l'embâcle prend la forme d'un tapis de flottants (BÉNET et al., 2021);

**Les déversoirs labyrinthes (PK-weir)** présentent des formes 3D optimisant la débitance d'une section donnée de barrage en maximisant la longueur déversante. Un effet collatéral bénéfique est le blocage des flottants contre la partie amont de l'ouvrage; ainsi que le maintien de l'alimentation d'une grande partie de ces seuils via les écoulements passant sous le tapis de flottants. Les PK-weirs sont ainsi des ouvrages plutôt moins sensibles aux embâcles que les seuils "droits" (PFISTER et al., 2013a,b).
Trois nombres adimensionnels principaux sont utilisés dans l'étude des interactions bois flottants - seuils : la longueur de passe relative $B_0$, la hauteur de passe relative $H_t^*$ et la hauteur de surverse relative $h^*$ (Figure 3.20) :

$$B_0^* = \frac{B_0}{L_{BF}} \qquad (3.8)$$

$$H_t^* = \frac{H_t}{L_{BF}} \qquad (3.9)$$

$$h^* = \frac{h - z_2}{D_{BF}} \qquad (3.10)$$

avec $B_0$ la longueur de passe ou largeur d'ouverture [m], $H_t$ la hauteur de passe [m], $h$ la hauteur d'eau totale [m] et $z_2$ la crête du seuil [m].

<figure><img src="image_55.png" /><figcaption>FIGURE 3.20: Définition des paramètres adimensionnels de longueur de passe relative $B_0$, de hauteur de passe relative $H_t^*$ et de hauteur de surverse relative $h^*$ (schéma adapté de CSB, 2017)</figcaption></figure>

### 3.5.2 Recommandations issues des guides CFBR (2013) et CSB (2017)

#### Analyse de la longueur déversante et de la hauteur des passes

En complément des éléments sur les tirants d'eau et tirants d'air indiqués dans la Figure 3.18, le Guide CFBR (2013) recommande de respecter la condition $B_0^* > 1$ pour les bassins versants boisés, moins le cas échéant. Les recommandations Suisses du CSB (2017) retiennent la condition un peu moins contraignante $B_0^* > 0.8$ ainsi que $H_t^* > 0.15$ pour les ouvrages respectant $B_0^* > 1.1$ et $H_t^* > 0.2$ le cas échéant. A noter que nous ne connaissons pas de travaux démontrant que la condition $B_0^* > 1$ est associée à une probabilité d'obstruction faible (la valeur pourrait être un peu plus haute). La formation d'accumulations au droit de piles dans un premier temps pourrait être suivie d'accumulations en forme "d'arches" barrant l'ensemble des passes. Ce type d'obstruction sera toutefois moins stable et moins impactant sur la débitance que la présence de grandes pièces positionnées directement en travers des passes.

On considère donc que l'obstruction d'une passe est peu probable quand $B_0^*$ approche puis dépasse une valeur de 1. L'obstruction est au contraire considérée certaine en dessous du seuil $B_0^* \in [0.33; 0.5]$ (pour les râteliers et ouvrages fentes - PITON et RECKING, 2016) et très probable en dessous du seuil $B_0^* = 0.8$ pour les évacuateurs de crues d'après GODTLAND et TESAKER (1994); valeurs citées et confirmées dans PFISTER et al. (2020). Dans l'intervalle intermédiaire, l'obstruction est incertaine. Elle est d'autant plus probable que la quantité de bois flottant est forte. In fine, l'incertitude sur le dimensionnement des passes est plus induite par l'incertitude sur $L_{BF}$ pour les grands éléments de bois flottant (§1.3.3 p. 31) que par le choix de $B_0^* = 1$ ou plus.

Des méthodes d'estimation de la probabilité de blocage sont basées sur des tests sur des modèles physiques tels que HARTLIEB et RUTSCHMANN (2015) :

$$P_{blockage} = \left( \frac{1}{B_0^*} - 0.96 \right) \cdot 0.73 \qquad (3.11)$$

Avec $P_{blockage}$ la probabilité de formation d'un embâcle au droit d'un évacuateur de barrage.
Le guide ICOLD (2019) indique d'après les essais de HARTLIEB et RUTSCHMANN (2015) que Le comportement des bois flottants au niveau d'évacuateurs de crues dépendant beaucoup du nombre de Froude dans la zone d'accumulation (et non directement sur le seuil où il est nécessairement proche du régime critique), des corrélations ont été établies (pour des troncs dont la densité variait de 800 kg/m³ à 975 kg/m³) :

- Fr < 0.15 : engendre la formation d'un tapis épars de flottants;

- Fr > 0.30 : l'accumulation est alors multi-couche, les bois flottants ayant tendance à être entraînés sous le tapis initial, diminuant la débitance de l'évacuateur de crue;

- 0.15 < Fr < 0.30 : la densité de bois flottant est dans ce cas le facteur principal pour déterminer si ces troncs coulent ou non.

Ces résultats sont cohérents avec une analyse du nombre adimensionnel Π/F_D (Eq. 3.4) qui, dans les conditions d'écoulements utilisés par HARTLIEB et RUTSCHMANN (2015, caractérisé notamment par des valeurs de D/h₀ = 0.05 – 0.2) passe bien d'une valeur Π/F_D > 1 (caractéristique d'un régime d'accumulation sous forme de tapis de flottant) pour Fr<0.15 à une valeur Π/F_D ≲ 1 (caractéristique d'accumulations multi-couches) pour Fr>0.3.

### Condition de relargage

Dans les conditions où le seuil peut être considéré comme large ($B_0^* \gg 1$), les essais montrent que le relargage des flottants apparaît pour $h^* > 1.7$ et se généralise pour $h^* > 3$ (ZOLLINGER, 1983; ICOLD, 2019; FURLAN, 2019; PFISTER et al., 2020). Le relargage partiel (probabilité de blocage de 50%) pour $h^* \approx 1.5$, puis généralisé pour $h^* > 3$ (probabilité de blocage nulle) a été confirmé sur les déversoirs labyrinthes (PK-weirs) par PFISTER et al. (2013a). Les mêmes auteurs démontrent qu'en présence d'éléments pourvus de branches ou de racines, en calculant $h^*$ toujours avec le diamètre du tronc, la probabilité de blocage reste de l'ordre de 50% pour $h^* \approx 3$ et devient nulle pour $h^* \approx 10$. Si par contre on utilise le diamètre des racines ou de la couronne de branche, les relargages ont bien lieu pour $h^* > 3$.

Sur un seuil trapézoïdal de largeur intermédiaire ($B_0^* \approx 1$), PITON et al. (2020) ont observé la formation d'embâcles se reposant sur les ailes et la formation d'arches temporaires entre les éléments de bois flottants. Les relargages avaient alors lieu dans la gamme $h^* \in [2; 5]$. La forme trapézoïdale facilite le relargage pour les hauts débits puisque $B_0^*$ augmente quand le niveau de la surface libre monte.

En synthèse, pour de faibles hauteurs de déversement ($h^* \lesssim 1.5$), les flottants restent bloqués dans tous les seuils. Pour de forts déversements ($h^* > 3$), les relargages sont certains, sauf si la longueur des passes est inférieure à celle des grands troncs et que ces derniers prennent appui sur les côtés de l'évacuateur. Dans ce cas de figure, les incertitudes sont fortes. Plus l'écoulement sur l'ouvrage est important, plus les contraintes hydrodynamiques sur les pièces maîtresses retenant l'accumulation sont fortes et plus il devient probable que l'embâcle soit relargué. La résistance mécanique des très gros troncs reste toutefois parfois suffisante pour survivre à des débits très importants.

### 3.5.3 Surcotes liées aux embâcles sur les évacuateurs de crues

En cas de présence d'embâcles, le Guide CFBR (2013) suggère d'estimer la surcote induite en appliquant un taux d'obstruction de 30% (Figure 3.18). La référence originale citée dans le guide date de 1994 et spécifie que cette valeur est arbitraire. Depuis lors, plusieurs travaux se sont intéressés aux surcotes observées en amont de seuils et d'évacuateurs (Tableau 3.3).

Le débit $Q$ [m³/s] passant sur un ouvrage constitué de $N$ [-] seuils de largeur $B_0$ [m] à parois verticales peut être estimé par une équation de la forme générale :

$$Q = \mu \cdot N \cdot B_0 \sqrt{2 \cdot g \cdot (h_0 - z_2)^3} \quad (3.12)$$

avec $\mu$ le coefficient de seuil [-], $g$ l'accélération de la gravité [9.81 m/s²] et $h_0$ la hauteur d'eau [m].
<table><caption>TABLE 3.3: Surcote et perte de débitance des seuils et évacuateurs</caption><thead><tr><th>Type de seuil</th><th>Mesure de protection</th><th>Surcote <sup>Δh</sup>/<sub>h<sub>0</sub>-z<sub>2</sub></sub> [-]</th><th>Perte de débitance ΔQ* [%]</th><th><sup>V<sub>BF</sub></sup>/<sub>B<sub>0</sub>h<sub>0</sub><sup>2</sup></sub> [-]</th><th>Remarque</th><th>Source</th></tr></thead><tbody><tr><td>Seuil mince</td><td>Sans</td><td>0.05-0.4</td><td>7% - 40%</td><td>0.3-1</td><td>Seuil trapézoïdal avec B<sub>0</sub><sup>*</sup> ≈ 1</td><td>PITON et al. (2020)</td></tr><tr><td>Seuils profilés libres</td><td>Sans</td><td>0.0-0.29</td><td>0% - 32%</td><td>1-68</td><td>Relarage pour h* > 3</td><td>PFISTER et al. (2020)</td></tr><tr><td>Passes multiples</td><td>Sans</td><td>0.0-0.29</td><td>0% - 32%</td><td>1-68</td><td></td><td>PFISTER et al. (2020)</td></tr><tr><td>Passes multiples</td><td>Têtes de piliers en dé-passement</td><td>0.02-0.17</td><td>3% - 21%</td><td>12-522</td><td>Forts V<sub>BF</sub></td><td>PFISTER et al. (2020)</td></tr><tr><td>Passes multiples</td><td>Râtelier en amont</td><td>0.0-0.06</td><td>0% - 8%</td><td>1-189</td><td></td><td>PFISTER et al. (2020)</td></tr><tr><td>Passes multiples</td><td>Sans</td><td>0.0-0.3</td><td>0% - 33%</td><td>2-15</td><td></td><td>FURLAN (2019)</td></tr><tr><td>Passes multiples</td><td>Sans</td><td>0.05-0.5</td><td>7% - 46%</td><td>0.4-0.7</td><td>Faibles V<sub>BF</sub></td><td>HARTLIEB (2017)</td></tr><tr><td>PK-weir</td><td>Sans</td><td>0.0-0.2</td><td>0% - 24%</td><td>0.2-80</td><td><sup>Δh</sup>/<sub>h<sub>0</sub></sub> ≈ 0.6 pour de très faibles débits</td><td>PFISTER et al. (2013b)</td></tr></tbody></table>

Noter que cette équation fait l'hypothèse que la hauteur d'eau est proche de la hauteur de charge : $h \approx H = h + \frac{u^2}{2g}$ avec $u$ la vitesse de l'écoulement [m/s]. Cette hypothèse reste raisonnable pour des écoulements dont le nombre de Froude est tel que $Fr = \frac{Q}{\sqrt{gh^3b^2}} \lesssim 0.3$ avec une précision de ±5% sur le calcul de la hauteur d'eau<fnref n="2" />.

L'effet des flottants peut être pris en compte à travers un paramètre de perte de débitance $ΔQ^*$ [-] ou à travers un paramètre de surcote relatif $\frac{Δh}{h_0-z_2}$ [-] en réarrangeant l'équation sous la forme :

$$Q = (1 - \Delta Q^*) \cdot \mu \cdot N \cdot B_0 \sqrt{2 \cdot g \cdot (h - z_2)^3} = \mu \cdot N \cdot B_0 \sqrt{2 \cdot g \cdot \left(\frac{h - z_2}{1 + \frac{Δh}{h_0 - z_2}}\right)^3} \quad (3.13)$$

Notez que dans les deux formes de l'équation, l'effet réducteur du paramètre ajouté est compensé par le remplacement de $h_0$ par $h$, la hauteur d'eau en présence d'embâcle [m] et $h > h_0 \Leftrightarrow \frac{Δh}{h_0-z_2} > 0 \Leftrightarrow ΔQ^* > 0$. La connaissance de $ΔQ^*$ permet de déduire $\frac{Δh}{h_0-z_2}$ et inversement via<fnref n="3" /> : $(1 - ΔQ^*) = \sqrt{\left(\frac{1}{1 + \frac{Δh}{h_0-z_2}}\right)^3}$. Il est possible d'utiliser l'un ou l'autre suivant que la question porte sur la réduction de débitance ou sur la surcote liée aux flottants.

Les mesures de protections testées par PFISTER et al. (2020) et BÉNET et al. (2021) correspondent à :

**Des têtes de piliers dépassant en amont de l'évacuateur** sur une longueur de l'ordre de 25% ou 50% de la hauteur de charge de dimensionnement. La surcote sans cette mesure $\frac{Δh}{h_0-z_2} \in [0.05; 0.29]$ passe à [0.02; 0.17] pour le premier dépassement puis à [0.02; 0.05] pour le second. Maintenir le tapis de flottants en amont de l'évacuateur à une distance de l'ordre de la moitié de la charge de dimensionnement permet donc d'améliorer significativement ses conditions d'alimentation (diminution des surcotes d'un facteur 2 à 4).

<footnote n="2">2. En faisant une hypothèse de canal rectangulaire, $H = h + \frac{u^2}{2g} = h + \frac{Q^2}{2gh^2B^2} = h \left(1 + \frac{Q^2}{2gh^3B^2}\right) = h \left(1 + \frac{Fr^2}{2}\right) \le 0.05$ si $Fr \le 0.3$.</footnote>

<footnote n="3">3. A noter que cette conversion est valable pour les lois de seuils. La puissance trois sous la racine carrée disparaît pour les lois d'orifices.</footnote>
Un râtelier formé de pieux verticaux disposés au droit de chaque pilier à une distance en amont de l'évacuateur égale à la moitié de la longueur des passes (correspondant à 58% ou 111% de la charge de dimensionnement, deux longueurs de passe ayant été testées). La première disposition permet de limiter les surcotes à la gamme [0.01; 0.05] et la disposition plus éloignée à la gamme [0.0; 0.06] (pas d'amélioration significative).

En synthèse, les surcotes en amont des seuils et évacuateurs de surface mesurées sur plusieurs campagnes de modélisation physique indépendantes varient généralement dans la gamme [0.05; 0.3] pour des débits évacués significatifs (le double au début du phénomène de surverse). On notera que le paramètre de volume de bois flottant $V_{BF}$ n'est pas impliqué dans l'équation (3.13). L'approche fait donc implicitement l'hypothèse que les apports sont suffisants pour saturer l'ouvrage. Les campagnes d'essais ayant étudié l'effet de $V_{BF}$ sur les surcotes montrent une corrélation positive pour de faibles volumes (PFISTER et al., 2013b,a). Toutefois, une fois le volume suffisant pour former un tapis de flottants occupant l'ensemble de la zone amont à l'ouvrage, l'augmentation du volume de flottants génère une croissance de la surface du tapis de flottants, sans effet significatif sur la débitance de l'ouvrage (BÉNET et al., 2021), en cohérence avec les éléments décrits au §3.3.2.
# Chapitre 4

## Mesures de protection contre les embâcles

Guillaume PITON<fnref n="1" />, Swann BENAKSAS<fnref n="1" />, Margaux QUINIOU<fnref n="2" />

Des mesures d'ordre organisationnel, d'entretien et des mesures structurelles (ouvrages) permettent de limiter les risques liés aux embâcles. SCHMOCKER et WEITBRECHT (2013) proposent un récapitulatif des différentes méthodes pour diminuer l'impact des embâcles sur les structures, dans la Figure (4.1). Ce chapitre présente des éléments sur les mesures physiques, avec plus ou moins de détail. Les mesures d'ordre administratif ne sont pas décrites dans le présent guide.

<figure><img src="image_56.png" /><figcaption>FIGURE 4.1: Récapitulatif des différents types de méthodes employées pour limiter l'impact des bois flottants sur les structures (adapté et traduit de SCHMOCKER et WEITBRECHT, 2013)</figcaption></figure>

<footnote n="1">¹ Univ. Grenoble Alpes, INRAE, UR ETNA, 2 rue de la Papéterie, 38402 St-Martin-d'Hères - FRANCE.</footnote>

<footnote n="2">² ISL Ingénierie, 15 rue du Maréchal Harispe, 64500 Saint-Jean-de-Luz - FRANCE.</footnote>
## 4.1 Transfert du bois flottant en aval

**Adaptation des ponts** Il est utile de souligner en premier lieu que le bois flottant ne pose pas de problème intrinsèque, c'est au contraire une composante bénéfique des milieux aquatiques et terrestres. C'est donc l'interaction du bois flottant avec certains ouvrages et enjeux qui pose problème. L'adaptation des verrous hydrauliques est donc la solution la plus efficace pour résoudre les problèmes associés aux embâcles. En particulier, quand ces derniers sont concentrés sur un seul ouvrage, un pont avec pile centrale par exemple, son remplacement par un ouvrage transparent aux flottants est la solution la plus sûre et la plus efficace (tel que l'exemple de la Figure 4.2).

<figure><img src="image_57.png" /></figure>

FIGURE 4.2: Pont Mezet sur l'Isère à Moûtiers (Savoie) : l'ouvrage historique avait une pile centrale (photo de gauche), il a été remplacé par un pont à travée unique (photo de droite © Regis BOUCHU/Actophoto, photo issue de http://www.osonsbtp.fr). Les analyses hydrauliques montraient que l'ouvrage historique permettait le passage de la crue centennale (sans revanche, avec mise en charge de l'ouvrage et en ignorant l'effet de potentiel embâcle). Malgré sa capacité hydraulique théoriquement suffisante, la cartographie du PPR considérait un scénario d'embâclement du pont, de rehausse des lignes d'eau amont et de débordement généralisé dans le centre ancien. La traversée de Moûtiers par l'Isère est équipée de plusieurs ponts mais celui-ci était le seul à être équipé d'une pile centrale et à être en charge pour la crue de référence. Il a donc été décidé de remplacer l'ouvrage par un ouvrage moins sensible aux embâcles. Le coût des travaux a été de l'ordre de 1 000 000 €HT pour ce pont de 24 m de portée, 12 m de large, supportant le passage de convois exceptionnels.

**Pont mobile** dont la cote de sous poutre peut être surélevée comme sur l'exemple de la Figure (4.3).

<figure><img src="image_58.png" /></figure>

FIGURE 4.3: Pont mobile pour permettre le passage de bois flottants (source : GERTSCH, 2019)
**Déflecteurs au droit des piles de ponts**. Ces aménagements sont constitués de piliers ou de voiles implantés à l'amont direct des piles de ponts ou des dalots (Fig. 4.4). Ils visent éventuellement à diminuer la probabilité de formation d'un embâcle au niveau d'une pile de pont (bien que leur efficacité en ce sens soit remise en question, KIM et al., 2016; SCHALKO et al., 2019c). Ces aménagements ont vraisemblablement plutôt comme effet de réorienter les bois flottants pendant un certain temps, ensuite ils permettent surtout la formation d'embâcles moins denses et localisés à des endroits moins dommageables que si ils se formaient directement contre les ponts et dalots (LANGE et BEZZOLA, 2006).

Des dispositifs rotatifs ("debris sweeper"), entraînés par le courant, sont décrits dans BRADLEY et al. (2005). Les retours d'expériences de JOHNSON et SHEEDER (2013) montrent que de nombreux exemplaires ont été ruinés par les impacts et accumulations de flottants. Les nouvelles générations, plus robustes, présenteraient moins de problèmes. En présence de bois flottants de forme complexe ou d'un paquet de flottants, ces dispositifs risquent tout de même très probablement de piéger des flottants et une fois une pièce maîtresse arrêtée, le processus de formation d'un amas est engagé.

<figure><img src="image_59.png" /><figcaption>FIGURE 4.4: Déflecteurs à bois flottant, images tirées de BRADLEY et al. (2005) sur des ponts (a et b), sur un dalot (c) et de LANGE et BEZZOLA (2006) au droit d'une prise d'eau (d)</figcaption></figure>

**Adaptation des seuils et barrages** Comme décrit dans le §3.5, le transfert du bois flottant à l'aval des seuils et barrages est souvent souhaitable. Des adaptations des seuils et barrages en ce sens sont possibles de façon analogue à celles identifiées sur les ponts dans les paragraphes précédents : ouvrages mobiles, déflecteurs et retrait des piles (Fig. 4.5).

<figure><img src="image_60.png" /><figcaption>FIGURE 4.5: Adaptation de l'évacuateur de crue du barrage de Palagnedra (Suisse) : a) obstruction généralisée, surverse et contournement de l'ouvrage lors d'apports massifs en flottants en 1978 ; b) nouvelle configuration de l'ouvrage dont les piles ont été découpées (Photos de Ofima tiré de CSB, 2017)</figcaption></figure>
## 4.2 Piégeage du bois flottant

### 4.2.1 Ouvrages en rivière

Bien qu'encore faiblement développée en France, la mise en place de structures de rétention pour réduire le risque de blocage des bois flottants en aval est une solution éprouvée dans d'autres pays (Japon, Italie, Suisse). Sur des sites très vulnérables, il peut être justifié de mettre en oeuvre plusieurs structures de rétention en série pour augmenter la probabilité de piéger des flottants et pour séparer le bois des autres débris (COMITI et al., 2016). De nombreuses structures de rétention ont été proposées afin de piéger et retenir les bois flottants dans un secteur donné. Les principales structures de rétention sont décrites dans les sections qui suivent. Les différents types d'ouvrages sont documentés de façon variée, en fonction de la disponibilité de travaux scientifiques décrivant le fonctionnement de ces ouvrages. Dans la plupart des ouvrages, en particulier pour les plus expérimentaux, on manque encore de critères de conception complémentaires basés sur des études paramétriques rigoureuses. Il a néanmoins semblé utile de présenter un large panel de stratégies afin de pouvoir servir d'inspiration aux concepteurs d'ouvrages en rivières : à eux de définir les méthodes à mettre en oeuvre pour affiner la conception à toutes les spécificités du site étudié (conception empirique, étude sur modèle physique, modélisation numérique directe ou détournée). Les ouvrages les plus classiques ont par contre fait l'objet de travaux scientifiques. Dans ce cas, les descriptions fournies dans les sections synthétisent les critères de conception disponibles. Sur les sites complexes ou très sensibles, la mise en oeuvre de modèles physiques permet évidemment une conception plus fine (COUVERT et LEFEBVRE, 1994; KOULINSKI et RICHARD, 2008; SCHMOCKER et HAGER, 2013).

**Avant propos : Évènements à étudier lors de la conception**

Nous recommandons d'étudier le mode de fonctionnement des pièges à embâcles selon plusieurs scénarios d'évènements de magnitude variable (Figure 4.6). La terminologie utilisée est celle déjà utilisée dans les études des évacuateurs de crues de barrages qui caractérisent les évènements de projet, de sûreté et de danger (ROYET et al., 2010), déclinée aux barrages écrêteurs (DEROO et al., 2016) ainsi qu'aux ouvrages de correction torrentielle avec l'ajout des évènements de routine qui posent la question de l'entretien (CAMIRÉ et al., 2019).

**Évènements de routine** Les évènements de routine correspondent aux crues de magnitude suffisamment faible pour ne pas générer d'aléas dans les zones à enjeux. Il est utile d'étudier le mode de fonctionnement de l'ouvrage pour ces derniers afin d'anticiper les modalités et la fréquence de l'entretien courant. Idéalement, l'ouvrage devrait être transparent aux flux solides (bois et sédiments) pour les évènements de routine. L'étude de ces derniers porte donc sur la question de l'initiation du piégeage.

**Évènements de projet** Pour les évènements de projet, l'ouvrage doit pleinement remplir sa fonction de piégeage, avec une certaine marge de sécurité (revanche).

**Évènements de sûreté** Les évènements de sûreté sont utilisés pour la conception des organes de sécurité de l'ouvrage. L'étude des évènements de sûreté sur les pièges à embâcles pose notamment la question de la surverse par dessus l'ouvrage. Elle vise à caractériser la revanche disponible avant le relargage probable des flottants (défaillance de la fonction de piégeage).

**Évènements de danger** Par définition, pour des magnitudes supérieures ou égales à celles des évènements de danger, la stabilité de l'ouvrage n'est plus garantie et sa ruine devient possible. L'évènement de danger est souvent caractérisé par une cote de danger "au-delà de laquelle l'ouvrage risque de subir des dégâts majeurs pouvant conduire rapidement à la rupture. L'atteinte de cette cote constitue un état-limite ultime pour l'ouvrage" (ROYET et al., 2010). Son étude permet de sensibiliser les concepteurs et les gestionnaires sur les modalités de ruine des ouvrages. Elle permet souvent de mettre en place de petites adaptations diminuant significativement la probabilité d'un mode de rupture, par exemple via la prévention du contournement par des ailes centrant l'écoulement et bien ancrées dans les berges.
<figure><img src="image_61.png" /><figcaption>FIGURE 4.6: Définition des paramètres et principaux modes de fonctionnement d'ouvrages de piégeage des flottants : Ouvrage rigide, a) phase initiale de piégeage (Évènement de routine), b) phase de piégeage développé, niveau d'écoulement à la crête de l'ouvrage (Évènement de projet), c) éventuelle phase finale avec surverse et relargage du tapis de flottants (Évènement de sûreté); même phases dans un ouvrage souple : d) phase initiale de piégeage (Évènement de routine), e) phase de piégeage développé, niveau d'écoulement à la crête de l'ouvrage abaissé par le chargement progressif de l'ouvrage (Évènement de projet), f) phase finale de relargage facilitée par l'abaissement de la crête du filet mais retardée par la forte perméabilité de la structure (Évènement de sûreté).</figcaption></figure>
## Conception des dispositifs de protection des seuils et évacuateurs de crue

Des dispositifs visant à piéger les flottants dans les retenues des barrages et réservoirs ont été testés.

**Râtelier sur barrage / Cage d'écureuil** Des ouvrages en béton armé ou métalliques sont régulièrement mis en place en amont d'évacuateurs de crues. Des configurations initiales situées à proximité trop directe du seuil et ne permettant pas d'étaler le tapis de flottants (par exemple celle de la Figure 4.7a) ont été reconstruites plus larges et déportées (même ouvrage sur la Figure 4.7b). HARTLIEB et RUTSCHMANN (2015) fournissent d'autres exemples bien documentés, y compris des modélisations physiques. Les performances de limitation de la rehausse des lignes d'eau indiquées au §3.5.3 ont été testées sur des râteliers similaires à ceux de la Figure 4.7c-d. Le guide du CSB (2017, p. 43) recommande de dimensionner les râteliers de manière à limiter les vitesses d'approche à moins de 1 m/s. Sur des configurations frontales telles que illustrées Figure 4.7c-d, PFISTER et al. (2020) recommandent d'aligner les piliers du râtelier sur la position des piles de l'évacuateur. L'idée générale étant que les flottants passant entre les piliers du râteliers sont correctement alignés pour passer les passes de l'évacuateur.

<figure><img src="image_62.png" /><figcaption>FIGURE 4.7: (a) Ancien évacuateur de crue avec grand râtelier à Grüntensee et (b) nouveaux piliers de râtelier en amont (© HARTLIEB et RUTSCHMANN, 2015); (c & d) Grand râtelier au réservoir de Thurnberg à RiverKamp en Autriche, © Photo : Ministère Fédéral de l'Agriculture, des Forêts, de l'Environnement et de la Gestion des Eaux, Autriche), toutes les images sont tirées du guide CSB (2017)</figcaption></figure>

**Siphon / cloisons de partition / paroi d'écumage** Cette structure installée en amont d'un seuil retient le bois flottant à une certaine distance. C'est une extension du concept du râtelier avec une porosité nulle ou faible (Figure 4.8). Ce type d'aménagement aura un taux d'interception plus élevé qu'un râtelier et est donc dédié à des sites ou ouvrages plus sensibles. LANGE et BEZZOLA (2006) retiennent comme critère de conception un écartement permettant de limiter la vitesse d'approche à 1.4 m/s, pour éviter l'aspiration de troncs, qui pourraient bloquer le passage. Le niveau inférieur de la paroi du siphon est calé à 1 m sous la crête de l'évacuateur et son niveau supérieur à 0.5 m au dessus du niveau des plus hautes eaux. Ce type d'aménagement peut aussi être adapté sur des seuils ou plages de dépôts. BEZZOLA et al. (2004) retiennent les critères de conception suivants : (i) hauteur d'eau amont minimale de 2 m ; vitesse d'écoulement moyenne admissible en amont du siphon de 0,8 m/s et vitesse d'écoulement moyenne admissible dans la section la plus étroite de 1,7 m/s (Figure 4.9). Ces valeurs sont cohérentes avec une approche par le nombre $Π/F_D$ (Eq. 3.4).
<figure><img src="image_63.png" /><figcaption>FIGURE 4.8: Exemple de siphons sur des évacuateurs de crues : a) modèle physique d'un siphon sur un évacuateur tulipe et b) ouvrage réel sur la Kelchbach à Naters (Suisse), diamètre d'environ 14 m, c) coupe type (source : LANGE et BEZZOLA, 2006), siphons équipant le PK-weir de Black Esk (Royaume-Unis, source : ICOLD, 2019)</figcaption></figure>

<figure><img src="image_64.png" /><figcaption>FIGURE 4.9: Siphons équipant des seuils en rivière : a) faciès de dépôt sur ouvrage équipé d'un orifice de fond, b) faciès de dépôt si absence ou obstruction de l'orifice de fond, c) schéma 3D, d) photo d'un ouvrage réel où la paroi du siphon est un filet metalique sur le Bitzighoferbach (Suisse), e) coupe type exemple et f) dimensions retenues pour le siphon équipant le piège à flottant du Gürbe près de Wattenwil (Suisse), toutes les images sont tirées de BEZZOLA et al. (2004) et LANGE et BEZZOLA (2006)</figcaption></figure>
**Drome /barrages flottants** Ce type de structures (Figure 4.10) peut être utilisé pour retenir ou dévier les flux de bois flottants dans des zones d'écoulement très lent (lac, fleuve). Leur efficacité nécessite de prendre en compte plusieurs facteurs, comme la quantité et le type de bois flottant, les niveaux d'eau maximaux et minimums, ou encore les régimes de vents qui tendent à influencer les zones d'accumulation préférentielles des tapis de flottants. Le guide du CSB (2017, p. 46-49) fournit un certain nombre de recommandations vis-à-vis de leur usage. Ce type de barrière présente des inconvénients et des limites. Les bois flottants peuvent par exemple passer sous ces barrières flottantes, surtout si le bois a séjourné dans l'eau pendant une longue période, et présente une forte densité. Des dromes équipées de râteliers immergés existent pour palier au problème de contournement par en-dessous (Figure 4.10c-d). Le guide du CSB (2017, p. 75-78) rapporte aussi un exemple de rupture d'une drome en amont d'une prise d'eau en lac (rupture des ancres qui maintenaient la drome éloignée de l'évacuateur).

<figure><img src="image_65.png" /></figure>

FIGURE 4.10: Exemples de barrages flottants : a) boudins flottants (source : ICOLD, 2019); b) drome installée en amont du barrage de Sainte-Cécile-d'Andorge (© ISL Ingénierie); et drome équipée de râtelier pour éviter les contournements par en-dessous : c) à terre, et d) en place (photos © H. Czery, fournies dans CSB, 2017, p. 48)
## Conception des barrages souples

Dans cette sous-section et pour l'ensemble des ouvrages couverts dans ce chapitre, des critères sont normalement fournis pour les trois modes de fonctionnement correspondant aux trois types d'évènements introduits dans la section précédente et illustrés dans la Figure 4.11 pour le cas des barrages souples.

<figure><img src="image_66.png" /><figcaption>FIGURE 4.11: Représentation schématique des trois phases de fonctionnement d'un barrage souple : (a) initiation du piégeage à la transition entre évènements de routine et évènements de projets; (b) rehausse des lignes d'eau pendant la phase de piégeage total correspondant aux évènements de projet; et (c) relargage, défaillance de la fonction de protection pour des évènements de surêté ou de danger</figcaption></figure>

### Hauteur d'ouverture basale
En fonction du débit à partir duquel on cherche à initier le piégeage et de la variabilité du diamètre des flottants $D_{BF}$, il faut étudier l'effet du calage de la cote basse du barrage souple $z_1$ sur la probabilité de blocage. Cette probabilité de blocage a été étudiée expérimentalement pour des troncs évoluant individuellement (PITON et al., 2022). Ces probabilités de blocage individuelles ne sont donc pas assimilables à des taux de piégeage d'un grand nombre de flottants. Une fois le piégeage initié par quelques troncs bloqués, ces derniers forment des obstacles aux autres éléments et le taux de piégeage devient presque total. Il est donc acceptable de dimensionner des ouvrages avec des probabilités de piégeage peu élevées.

Des valeurs de $P_{blockage} \in [10\%; 50\%]$ signifient simplement que, en moyenne, le piégeage débutera après le passage de 2 à 10 flottants. La probabilité de blocage pour des flottants transportés en "paquets" n'a pas été estimée. Selon la littérature sur le phénomène d'embâclement des ponts, il est raisonnable d'estimer que la probabilité de blocage de tels paquets augmente très significativement par rapport aux pièces transportées individuellement (d'un facteur 10 par exemple dans les tests de GSCHNITZER et al., 2017).

Des tests ont été menés sur des pentes de 2%, 4% et 6%. Les résultats montraient que tant que le niveau d'écoulement était inférieur au premier câble du filet, la probabilité de piégeage était nulle ($P_{blockage} = 0$ pour $h < z_1$). Le blocage apparaît ensuite progressivement. Les flottants plus longs se bloquent plus souvent que les courts, de même que les flottants de plus gros diamètre. Afin de généraliser le critère, un nombre adimensionnel a été introduit. Ce dernier est basé sur la hauteur critique d'écoulement $h_c$ estimée selon une hypothèse de section rectangulaire de largeur $B_0$ ($h_c = (\frac{Q}{\sqrt{g \cdot B_0^2}})^{2/3}$), la hauteur d'ouverture basale ($z_1$) et le diamètre des flottants $D_{BF}$ :

$$z_1^* = \frac{h_c - z_1}{D_{BF}} = \frac{\left(\frac{Q}{\sqrt{g \cdot B_0^2}}\right)^{2/3} - z_1}{D_{BF}} \quad (4.1)$$
Cette formulation permet de rendre le critère indépendant de la pente (Figure 4.12a). Deux régimes ont été mis en évidence : (i) les éventuels flottants dont le diamètre est supérieur à $z_1$ se bloquent très probablement; tandis que (ii) les flottants de diamètre inférieur se bloquent un peu moins probablement (Figure 4.12b-c). Un effet de la longueur des flottants est toujours visible : la probabilité de blocage des flottants longs est plus forte comparée à celle des flottants plus courts. La longueur des flottants varie significativement sur le terrain et cette incertitude est incompressible. Dans le cas de barrages souples implantés dans des secteurs de moindre pente où les hau-teurs d'écoulement pourraient être très sub-critiques ($Fr \ll 1$), les critères fournis ici ne sont probablement pas applicables et sous-estiment vraisemblablement la probabilité de blocage.

<figure><img src="image_67.png" /><figcaption>FIGURE 4.12: Analyse synthétique des conditions d'initiation du piégeage étudié via la **Probabilité de blocage individuelle des flottants (pris un par un)**. Chaque ligne correspond à une gamme de longueur de flottants (longueur décroissante du haut vers le bas). Panneau de gauche : démonstration de l'indépendance du critère au paramètre de pente (les trois courbes de tendance se superposent). Panneau central : illustration de l'effet du paramètre secondaire de diamètre relatif $D_{BF}/z_1$ (les troncs de diamètre plus gros que $z_1$ ont de fortes probabilité de blocage). Panneau de droite : critère final séparant les gros éléments $D_{BF}/z_1 > 1$ (très probablement bloqués) et les autres $D_{BF}/z_1 < 1$ (bloqués pour des débits plus forts). Les flottants plus longs ont une probabilité supérieure de se bloquer, inversement pour les flottants plus courts. Source : PITON et al. (2022)</figcaption></figure>

En synthèse, on propose de retenir les critères suivants :

- Pour les gros éléments ($D_{BF}/z_1 > 1$), la probabilité de piégeage est de l'ordre de 50% dès $\frac{h_c-z_1}{D_{LW}} = 0$ et devient forte (75%-100%) pour $\frac{h_c-z_1}{D_{LW}} > 1$, ceci d'autant plus que le flottant est long;

- Pour les autres éléments ($D_{BF}/z_1 < 1$), la probabilité de piégeage augmente aussi toujours avec la longueur des flottants. Elle varie par ailleurs entre 0 et 25% pour $\frac{h_c-z_1}{D_{LW}} = 0$, entre 0 et 50% pour $\frac{h_c-z_1}{D_{LW}} = 1$ et devient forte (75%-100%) pour $\frac{h_c-z_1}{D_{LW}} > 3$.
En tant que critère de conception, nous suggérons de choisir $z_1$ de manière à ce que la probabilité de piégeage devienne significative pour les débits de crue approchant les premiers dommages et/ou susceptibles de transpor- ter des volumes non négligeables de bois (transition entre les évènements de routine et les évènement de projet). L'ouverture basale peut être choisie de telle sorte que $z_1^* \approx 1$ sur les rivières où le passage de quelques flottants de longueur moyenne et courte, ainsi que d'une poignée d'éléments plus longs, est acceptable. Ce choix peut être assoupli à $z_1^* \approx 0$ si le site peut accueillir quelques éléments longs. A l'inverse, sur des sites extrêmement sensibles, $z_1^* \approx 2-3$ est plutôt recommandé, mais une valeur aussi drastique peut conduire à une très faible ouverture basale et à des efforts d'entretien beaucoup plus lourds.

**Estimation des pertes de charges : Définition de la hauteur du barrage**
Une approche simplificatrice a été rete- nue par PITON et al. (2022) pour estimer les conditions d'écoulement au droit de barrages souples en approximant la capacité de l'ouvrage par une loi de seuil intégrant un terme adimensionnel de perte de débitance $\Delta Q^*$ (on ignore le terme d'inertie puisque la présence des flottants force une condition $Fr<0.3$) :

$$Q = \mu \cdot B_0 \cdot \sqrt{2g \cdot \left(\frac{h}{1+\beta}\right)^3} \quad (4.2)$$

$$Q = (1 - \Delta Q^*) \cdot \mu \cdot B_0 \cdot \sqrt{2g \cdot h^3} \quad (4.3)$$

et $\mu = 0.45$ coefficient de seuil qui représente bien les conditions d'écoulement sans flottants dans les essais de PITON et al. (2022).

La connaissance de $\Delta Q^*$ permet de déduire la perte de charge relative $\frac{\Delta H}{H_0}$ et inversement via : $(1 - \Delta Q^*) = \sqrt{\left(\frac{1}{1+\frac{\Delta H}{H_0}}\right)^3}$ (Tableau 4.1). Il est possible d'utiliser l'un ou l'autre suivant que la question porte sur la réduction de débitance (représentée par $\Delta Q^*$) ou sur la surcote liée aux flottants (représentée par $\beta = \frac{\Delta H}{H_0}$).

<table><caption>TABLE 4.1: Exemple de valeurs de perte de charge et de la perte de débitance associée</caption><thead><tr><th>β = <sup>ΔH</sup>/<sub>H<sub>0</sub></sub></th><th>ΔQ*</th><th>Commentaire</th><th>Source</th></tr></thead><tbody><tr><td>0</td><td>0</td><td>Condition d'écoulement sans flottant</td><td></td></tr><tr><td>0.25</td><td>0.28</td><td>Enveloppe basse sur les barrages souples</td><td>PITON et al. (2022)</td></tr><tr><td>0.5</td><td>0.46</td><td>Enveloppe supérieure sur les évacuateurs de crue</td><td>HARTLIEB (2017)</td></tr><tr><td>0.6</td><td>0.51</td><td>Enveloppe supérieure sur les barrages à fentes et à pertuis</td><td>PITON et al. (2020)</td></tr><tr><td>1.0</td><td>0.65</td><td>Valeur moyenne pour les barrages souples</td><td>PITON et al. (2022)</td></tr><tr><td>1.5</td><td>0.75</td><td>Enveloppe supérieure pour les râteliers</td><td>SCHALKO et al. (2019a)</td></tr><tr><td>1.75</td><td>0.78</td><td>Enveloppe supérieure pour les barrages souples</td><td>PITON et al. (2022)</td></tr></tbody></table>

Les mesures menées sur une gamme de pente de 2%–6% montrent qu'une perte de charge relative de $\frac{\Delta H}{H_0} \approx 1.75$ constitue une valeur enveloppe (Fig. 4.13a). La Figure 4.13b illustre l'utilisation de la formulation simplifiée de l'Eq. (4.3) pour quatre valeurs de $\Delta Q^*$ (Tableau 4.1). On constate que l'utilisation de $\Delta Q^*=0.78$ (équivalente à $\frac{\Delta H}{H_0}=1.75$) constitue bien une courbe enveloppe satisfaisante tandis que la valeur moyenne des hauteurs mesurées est bien représentée par un paramètre $\Delta Q^*=0.65$ (équivalent à $\frac{\Delta H}{H_0}=1.0$).
<figure><img src="image_68.png" /><figcaption>FIGURE 4.13: a) Perte de charge relative $\beta = \frac{\Delta H}{H_0}$ en fonction du débit $Q$. Les lignes colorées représentent les tendances moyennes pour les différentes valeurs de pente. Les petites boites à moustaches sur le côté montrent la distribution associée à chaque pente. La valeur enveloppe de 1.75 apparaît pertinente pour les trois pentes testées.
b) Niveau d'écoulement $h$ en fonction du débit $Q$ et estimations théoriques de l'Eq. (4.3). Source : PITON et al. (2022)</figcaption></figure>

**Risque de relarage par surverse : Estimation du débit de sûreté**

L'objectif de cette étape est d'estimer la gamme de débit à partir de laquelle l'ouvrage va vraisemblablement relarguer de façon soudaine les flottants piégés (défaillance de la fonction de piégeage). Il est nécessaire d'estimer la hauteur d'écoulement $h$ pour une large gamme de débit $Q$.

On calcule ensuite le ratio $\Pi/F_D$ (voir détails p. 61) et la hauteur de surverse relative $h^* = \frac{h-z_2}{D_{BF}}$ pour l'ensemble de la gamme d'évènements étudiés. La Figure 4.14 illustre les liens entre ces deux variables et les conditions d'aparition de relargages. La taille des points y est proportionnelle à la masse de flottants relarguée. On s'intéresse donc seulement aux points les plus gros. La figure met bien en évidence que pour des conditions d'écoulement lentes ($\Pi/F_D \gg 1$), les hauteurs relatives de relargage restent limitées ($h^* \approx 2$), ce qui est cohérent avec les observations sur les évacuateurs de crues. L'augmentation progressive des hauteurs relatives de relargage apparaît quand les conditions d'écoulements deviennent propices à la formation d'embâcles multi-couches et denses ($\Pi/F_D \approx 1$) et s'aggrave à mesure que $\Pi/F_D$ diminue, les valeurs restant très dispersées (effet aléatoire).

En synthèse, les valeurs estimées de $\Pi/F_D$ dictent les valeurs de $h^*$ au-delà desquelles le relargage est estimé probable, sur les barrages souples selon les observations de PITON et al. (2022) :

- Pour $\Pi/F_D > 2 - 3$, les relargages ont vraisemblablement lieu dans l'intervalle $h^* \in [2; 3]$;

- Pour $1.5 < \Pi/F_D < 2$, les relargages ont plutôt lieu dans l'intervalle $h^* \in [2; 4]$;

- Pour $\Pi/F_D < 1.5$, les relargages ont lieu dans l'intervalle $h^* \in [4; 9]$, la plupart ayant lieu dans l'intervalle $h^* \in [5; 8]$.

Nous suggérons d'estimer la gamme de débits correspondant à l'atteinte de ces conditions de relargage et de communiquer l'information (éventuellement associée à des périodes de retour) pour indiquer la magnitude des crues générant de potentiels dysfonctionnements de piégeages.
<figure><img src="image_69.png" /><figcaption>FIGURE 4.14: Conditions d'écoulement (hauteur de surverse relative $h^* = \frac{h-z_2}{D_{LW}}$ et ratio $\Pi/F_D$) aboutissant au relargage en aval (points de grande taille). Source : PITON et al. (2022)</figcaption></figure>

**Implantation sur fond affouillable (ou non)?** RIMBÖCK (2004) recommande d'implanter les barrages souples pare-flottants au droit de seuils (ou sur un fond inafouillable). L'effet d'obstacle de l'ouvrage et l'accumulation de flottants redirigent les écoulements vers le bas et peuvent affouiller le lit du cours d'eau sur des hauteur très significantes. SCHALKO et al. (2019a) et SCHALKO et al. (2019c) ont étudié le phénomène sur les râteliers et montrent des affouillements potentiellement équivalents à plusieurs mètres à l'échelle terrain. Ils mettent aussi en évidence que ce dégagement d'une section d'écoulement sous l'ouvrage permet d'abaisser sensiblement de moitié la surcote de ligne d'eau. Si une telle section d'écoulement est dégagée sous un filet, dans certaines conditions il est à craindre que les flottants passent sous l'ouvrage. Sur des sites aux conditions d'écoulement très "fluviales" ($\Pi/F_D \gg 1$), de tels relargages "par en-dessous" sont vraisemblablement moins probables. Le phénomène n'a toutefois pas encore été étudié à notre connaissance. En l'absence de données, nous recommandons, comme RIMBÖCK (2004), de mettre en place ces ouvrages sur des fonds inafouillables.

**Cas de charge** Les travaux de PITON et al. (2022) ont confirmé les recommendations de RIMBÖCK (2004) : une hypothèse de chargement hydrostatique est une première approximation pertinente de la charge appliquée au filet. Il est nécessaire de considérer la hauteur totale d'écoulement, y compris la hauteur de surverse par dessus la crête de l'ouvrage.

**Mise en place de dissipateurs d'énergie sur les câbles** Des essais exploratoires ont montré que l'abaissement soudain du câble supérieur d'un ouvrage subissant une surverse générait systématiquement un relargage massif des flottants. Il est donc possible de mettre des freins aux câbles supportant un barrage souple pare-flottants, à condition que leur activation ne génère pas un abaissement $z_2$ sous le niveau d'écoulement $h$ atteint pour des débits rares. Autrement dit, si il est nécessaire de mettre en place des freins, une revanche supplémentaire sur la cote de crête sera prise vis à vis de l'évènement de projet.

**Application au cas du torrent des Glaciers (Savoie)** Un exemple d'application des critères présentés ci-dessus est proposé ici sur le Torrent des Glaciers. Au droit du site d'implantation de l'ouvrage, le bassin versant est de 114 km². Les débits de pointe de période de retour 10 ans, 100 ans et 1000 ans sont respectivement $Q_{10} = 47 \text{ m}^3\text{/s}$, $Q_{100}=102 \text{ m}^3\text{/s}$ et $Q_{1000}=203 \text{ m}^3\text{/s}$ (ARNAUD et al., 2014). Le diamètre moyen des bois flottant est supposé être de 0,25 m. Le barrage souple est conçu pour être pleinement fonctionnelle pour $Q_{100}$, le piégeage potentiel nécessitant une opération de maintenance est acceptable pour $Q > Q_{10}$. La structure serait installée dans des gorges dont les
parois latérales sont constituées d'un substratum rocheux solide. Dans ces gorges, le lit est fortement pavé par de gros blocs rocheux et le transport de sédiments est supposé marginal dans ce cas d'étude simplifié. La largeur du chenal est de 15 m et la pente de 5%.

Dans des conditions d'eau pure, la profondeur d'écoulement est approximée par une profondeur d'écoulement critique (ligne continue dans la Fig. 4.15). On suggère initialement de fixer le câble de fond à la profondeur d'écoulement pour $Q_{10} : z_1=1 \text{ m} \approx h(Q_{10})$. L'équation (4.1) permet de définir le débit pour lequel le piégeage pourrait commencer ($z_1^*=0\%$, soit $Q=47 \text{ m}^3/\text{s}$), devient probable ($z_1^*=1\%$, soit $Q=65 \text{ m}^3/\text{s}$) et enfin est certain ($z_1^*=3\%$, soit $Q=109 \text{ m}^3/\text{s}$). Comme on peut le voir sur la Fig. 4.15, le piégeage est probable pour un débit compris entre $Q_{10}$ et $Q_{100}$ et est certain au voisinage de $Q_{100}$. Considérant que ces critères décrivent le piégeage de troncs uniques et isolées et que, dès que quelques une de ces pièces sont piégées, l'efficacité du piégeage devient quasi totale, ces valeurs sont considérées acceptables et valide le choix de fixer le câble de fond à $Q_{10}$.

La profondeur d'écoulement en présence de bois flottant piégé dans l'ouvrage est calculée en utilisant l'Eq. (4.3) et différentes hypothèses de $\Delta Q^*$. L'hypothèse d'une forte obstruction ($\Delta Q^*=0,78$) conduit à une profondeur d'écoulement de 6,2 m pour $Q_{100}$. L'utilisation d'une hauteur nette de 6 m fixe le câble supérieur à $z_2=(z_1+6)=7$ m, c'est-à-dire raisonnablement au-dessus de la profondeur maximale pour la crue de référence du projet de $Q_{100}$. Pour toute la gamme de débits pouvant impliquer le piégeage de bois flottant ($Q>Q_{10}$) et toutes les hypothèses d'obstructions, l'application de l'Eq. (3.4) montre que $\Pi/F_D < 1$, c'est-à-dire que l'accumulation de bois flottant est probablement dense et multi-couches. Un résultat raisonnable compte tenu de la raideur du site.

En négligeant l'abaissement du câble supérieur (ceci devrait être affiné dans une étape ultérieure lorsque la conception de la structure sera définie), il est possible d'utiliser l'Eq. (3.10) pour calculer la profondeur d'écoulement à laquelle le relargage des bois flottant piégés devient plausible ($h^*=4$), probable ($h^*=6$) et très probable ($h^*=8$). Ces valeurs sont choisies en fonction de la gamme $\Pi/F_D$ (Fig. 4.14). On peut voir sur la Fig. 4.15 que de telles profondeurs d'écoulement sont atteintes entre 150 et 175 m$^3$/s, c'est-à-dire bien au-delà de $Q_{100}$ dans le pire des scénarios (forte obstruction), et ne sont pas atteintes pour $Q < Q_{1000}$ en cas d'obstruction moyenne ou faible. Cette probabilité de défaillance fonctionnelle est également considérée comme satisfaisante et valide la conception proposée.

<figure><img src="image_70.png" /><figcaption>FIGURE 4.15: Courbe stade synthétique - débit illustrant la conception d'une barrière souple pour le piégeage du gros bois sur le Torrent des Glaciers (FR). L'Eq. (4.3) est utilisée avec différentes valeurs de $\Delta Q^*$ pour calculer les courbes débit - débit de stade. L'initiation du piégeage est calculée avec l'Eq. (4.1) et des valeurs sélectionnées de $z_1^*$. Les conditions de libération sont calculées avec l'Eq. (3.10) et les valeurs de $h^*$ sélectionnées après le calcul de $\Pi/F_D$ à l'aide de l'Eq. (3.4).</figcaption></figure>
## Conception des râteliers pare-flottants

**Implantation** L'implantation la plus classique des râteliers est une implantation transverse orthogonale à l'axe du cours d'eau. Dans le même esprit que les déversoirs classiques, il peut être utile d'implanter l'ouvrage en biais pour en augmenter la section totale, la débitance et ainsi abaisser les lignes d'eau amont. HARTLIEB et RUTSCHMANN (2015, p. 20) montrent par exemple qu'un râtelier disposé à 45° ou 20° par rapport à l'axe des écoulements génère une surcote relative respectivement 20%-25% et ≈50% qu'un râtelier transversal disposé à 90° par rapport aux écoulements (essais menés avec des Nombre de Froude de 0.67 et 0.71). Autre exemple : les tests menés par LAUBER et al. (2016) ont par exemple montré qu'une configuration doublant la longueur du râtelier, portant cette dernière à 80 m (débit de pointe de 120 m³/s, volume de bois flottant de 5 000 m³), permettait d'abaisser la ligne d'eau amont de plus de 3 m. L'accumulation de bois flottant était ainsi moins compacte et mieux répartie dans le bassin de la plage de dépôt (comparer Fig. 4.17a-b et c-d). L'ouvrage a été bâti en 2010 (variante longue). Les pieux font 10 m de haut et la partie latérale de l'ouvrage est constituée d'un barrage souple. Le site a subi une crue forte en 2011 (débit de pointe de 110 m³/s), mais les apports de bois flottants ont toutefois été limités (Fig. 4.17e) : 150 m³, très inférieurs aux 5 000 m³ relevés lors de la crue similaire de 2005.

<figure><img src="image_71.png" /></figure>

FIGURE 4.16: Accumulations de bois flottants sur le modèle physique de la plage de dépôt sur la Chiene à Kien en Suisse (LAUBER et al., 2016) : (a et b) râtelier court, (c et d) râtelier long, et e) ouvrage réel après la crue de 2011 (débit de pointe : 110 m³/s, apport de bois : 150 m³, apport de charriage : 30 000 m³)
Des configurations en "V" ou en "Λ" peuvent aussi être utilisées dans le même objectif d'augmenter la section débitante et d'abaisser la ligne d'eau (Fig. 4.17a-b). Au contraire des ouvrages en dérivation qu'il faut implanter en extrados des courbes (c.f. par exemple la Fig. 4.34), les ouvrages râteliers sont préférentiellement dans des secteurs plutôt rectilignes du cours d'eau. RIMBÖCK et STROBL (2001) ont toutefois étudié les effets d'une implantation en aval d'une courbe (Fig. 4.17c). Ils montrent ainsi que le taux de piégeage est similaire ou meilleur pour un râtelier avec une forme en "V" ou implanté en biais par rapport à la direction des écoulements, comparé à une implantation transverse.

<figure><img src="image_72.png" /></figure>

FIGURE 4.17: Illustration des effets de configurations non-rectilignes d'ouvrages augmentant la longueur déversante de façon à abaisser la ligne d'eau : a) râteliers en "V" concentrant les dépôts au centre du chenal et dirigeant les écoulements vers les berges, b) râtelier en "Λ" concentrant les écoulements au centre du chenal et stockant les flottants vers les berges (images tirées de LANGE et BEZZOLA, 2006). c) Effet de l'implantation en aval d'une courbe sur la forme des dépôts et l'efficacité de piégeage : la configuration transverse en "r" montrait un taux de piégeage légèrement meilleur que les autres (RIMBÖCK et STROBL, 2001)

**Protections de berges au droit de l'ouvrage**
La mise en place d'un piège à flottant, de type râtelier ou autre, crée une accumulation de flottants qui va dévier et détourner les écoulements, en particulier vers les berges. Si ces dernières sont érodables, elles doivent être protégées par des aménagements adéquats jusqu'à une cote supérieure aux niveaux des écoulements en crue. Le cas échéant, l'ouvrage est susceptible d'être contourné par érosion latérale et de perdre une bonne partie de sa capacité de piégeage (voir l'exemple de la Fig. 4.18).

<figure><img src="image_73.png" /></figure>

FIGURE 4.18: Exemple de râtelier pare-flottant contourné par érosion latérale pendant une crue de faible magnitude (T ≈ 2 ans ?) sur la rivière Morobia en Suisse (Source : ©R. Boes - ETHZ). Une partie des flottants piégés sont restés en amont des pieux mais le bassin de l'ouvrage est globalement vide. Quelques blocs situés au centre de la photo laissent penser qu'une protection de hauteur insuffisante était située sur le côté de l'ouvrage. L'écoulement a atteint un niveau proche du haut des pieux (en témoignent les flottants piégés à cette cote) et a attaqué la berge.
**Fondation sur radier ou fichage directement dans les alluvions?** La question de mettre en place un radier sous l'ouvrage se pose de manière analogue aux ouvrages souples. Les râteliers peuvent être directement fichés dans les alluvions ou peuvent être fondés sur un seuil, un radier ou un affleurement rocheux prévenant l'affouillement. L'option retenue a un effet non négligeable sur le fonctionnement hydraulique de l'ouvrage (Figure 4.19).

- En présence d'affouillement, SCHALKO et al. (2019a) ont démontré que la perte de charge peut être réduite sensiblement de moitié par rapport au cas avec radier (réduction moyenne de 45%). Les configurations permettant l'affouillement sont donc préférables dans les secteurs où il est important de limiter un maximum les surcotes de lignes d'eau associées à la présence du piège à flottants.

- L'affouillement, en libérant de la section de passage sous l'accumulation de flottant, permet aussi une meilleure continuité sédimentaire. Des dépôts d'une épaisseur sensiblement égale à la perte de charge $\Delta H$ sont à prévoir jusqu'à rétablissement d'une pente d'énergie suffisante au transport de la charge grossière jusqu'à l'ouvrage. Ensuite, l'ouvrage permet normalement le passage des matériaux charriés. Au contraire, si l'ouvrage est fondé sur un point dur, la partie basse du râtelier sera probablement assez largement obstruée par des flottants puis dans un second temps par des sédiments. La continuité sédimentaire n'est alors rétablie que beaucoup plus tard, vraisemblablement une fois l'ouvrage très largement comblé de sédiments.

KOULINSKI et RICHARD (2008) montrent ainsi deux exemples où cet effet naturel est utilisé sciemment : dans un cas pour dimensionner un piège à flottants (affouillable) dont la fonction n'est pas de piéger la charge sédimentaire; et dans un autre cas pour former une plage de dépôt sédimentaire en amont d'un râtelier fondé sur un radier. L'ouvrage ne devant piéger des sédiments que pour les crues les plus fortes, c'est à dire celles qui éroderont aussi les terrasses alluviales situées en amont et peuplées de grands feuillus. On utilise alors la concomitance entre transport de flottants et transport massif de sédiments pour créer un ouvrage très perméable pour les crues de routine (qui transportent peu de flottants), et dont la capacité de piégeage augmente fortement pour les crues de projet qui transportent plus de flottants.

Dans le cas de râteliers affouillables, il faut s'attendre à des affouillements très significatifs (cf. par exemple Figure 4.19b) et le dimensionnement des pieux doit prendre en compte cet élément (KOULINSKI et RICHARD, 2008). SCHALKO et al. (2019c) fournissent des éléments pour quantifier ces affouillements.

<figure><img src="image_74.png" /><figcaption>FIGURE 4.19: Illustration de l'effet de la présence d'un radier inaffouillable au droit d'un râtelier : (a) augmentation de la perte de charge, ou de son absence (b) diminution de la perte de charge, affouillement marqué libérant de la section d'écoulement sous l'accumulation et permettant éventuellement le transport par charriage (images tirées de SCHALKO et al., 2019a; SCHALKO et al., 2019c)</figcaption></figure>
## Écartement entre les pieux
L'écartement entre les pieux des râteliers peut être défini selon un critère d'ouverture relative (Figure 4.20). La longueur des bois flottants $L_{BF}$ variant dans une large gamme pendant les crues, il faut définir la longueur cible, "de projet", des flottants à piéger. Cette dernière est à adapter au gabarit des ouvrages à protéger en aval (voir §3.4 sur les conditions de blocage des ponts). En synthèse, en considérant qu'au droit d'un ouvrage d'ouverture B, la probabilité de piégeage devient non négligeable pour des flottants de longueur supérieure à $L_{BF} > B$, on peut définir la longueur cible sur cette base. Comme présenté dans la Figure 4.20, la probabilité de blocage **de pièces prises individuellement**<fnref n="1" /> devient forte à très forte pour $B_0^* = B_0/L_{BF} < 1/2 - 1/3$. L'écartement des pieux optimal est donc souvent de l'ordre de $B_0 \approx B/3$ avec B la largeur d'ouverture de l'ouvrage à protéger.

En synthèse, en considérant qu'au droit d'un ouvrage d'ouverture B, la probabilité de piégeage devient non négligeable pour des flottants de longueur supérieure à $L_{BF} > B$, la longueur cible à piéger est donc $L_{cible} = B$. Comme présenté dans la Figure 4.20, la probabilité de blocage **de pièces prises individuellement** devient forte à très forte pour $B_0^* = B_0/L_{BF} < 1/2 - 1/3$. La longueur cible à bloquer étant $L_{cible} = B$, l'écartement des pieux optimal est donc souvent de l'ordre de $B_0 \approx B/3$ avec B la largeur d'ouverture de l'ouvrage à protéger.

<figure><img src="image_75.png" /><figcaption>FIGURE 4.20: Critère de définition des écartements entre les pieux des râteliers (synthèse des valeurs proposées par MIZUYAMA et al., 1988; UCHIOGI et al., 1996; SABO DIVISION, 2000; BEZZOLA et al., 2004; WALLERSTEIN et al., 2013)</figcaption></figure>

Les concepteurs prudents peuvent être tentés d'utiliser des écartements plus réduits que le critère fourni. Les retours d'expérience de terrain montrent que les râteliers dont les écartements sont étroits piègent beaucoup de flottants, y compris de petits éléments dont le transport ne menace pas les enjeux aval. Afin de limiter l'effort de maintenance sur ces ouvrages, il est préférable de mettre en place des écartements aussi larges que possible.

## Estimation des pertes de charges : Définition de la hauteur des pieux
La hauteur du râtelier est à définir selon le niveau de la surface libre pour la crue de projet y compris la surcote associée à l'ouvrage et à la présence de flottants. L'évaluation des hauteurs d'eau en amont d'ouvrages formés de pieux ou de barres (éventuellement inclinés) peut être faite via la formule de DI STEFANO et FERRO (2013, 2014) enrichie d'un terme de perte de débitance $(1 - \Delta Q^*)$ de façon analogue à l'approche proposée pour les barrages souples dans la section précédente :

$$Q = (1 - \Delta Q^*) \cdot B_{0b} \cdot 2 \cdot \sqrt{\frac{g \cdot \psi^{3 \cdot c_1}}{c_0^3}} \cdot h^{3/2} \quad (4.4)$$

avec $\psi$ l'indice des vides $= \frac{B_0}{B_0+B_s}$ [-], $B_0$ la distance entre les barres [m], $B_s$ la largeur des barres [m], $B_{0b}$ la largeur de l'ouvrage égale à $N \cdot (B_0 + B_s)$ si N est le nombre d'intervalles entre les barres (Figure 4.20), et deux coefficients qui dépendent de l'inclinaison des barres : $c_0 = 0.957 + (\sin \alpha)^{1.833}$ et $c_1 = 1.5(\sin \alpha)^{0.11} - 0.9$ avec $\alpha$ (°) l'angle

<footnote n="1">1. Comme décrit précédemment, une fois les premières pièces piégées, la probabilité de blocage des pièces suivantes devient très forte, même pour des pièces courtes ($B_0^* > 1$). Le taux de piégeage qui estime le nombre d'éléments piégés est donc de l'ordre de la probabilité de blocage pour quelques éléments, puis augmente fortement à mesure que l'ouvrage est obstrué par des pièces bloquées.</footnote>
entre les barres et l'horizontal. Cette formule a été calibrée sur la gamme $\psi \in [0.16; 0.74]$, $h/B_{0b} \in [0.09; 0.71]$, $h_c/B_{0b} \in [0.05; 0.17]$, $\alpha \in [45^{\circ}; 90^{\circ}]$ pour des écoulements sans sédiments et sans flottants.

Pour des ouvrages à pieux verticaux ($\alpha = 90^{\circ}$), l'équation peut être simplifiée :

$$Q = (1 - \Delta Q^*) \cdot 0.52 \cdot \psi^{0.9} \cdot B_{0b} \cdot \sqrt{2 \cdot g} \cdot h^{3/2} \quad (4.5)$$

qui a la forme d'une équation de seuil dont le coefficient de seuil serait $0.52 \cdot \psi^{0.9} \in [0.33; 0.47]$ pour, par exemple, $\psi \in [0.6; 0.9]$. En l'absence de flottants, $\Delta Q^* = 0$ et $(1 - \Delta Q^*) = 1$, on revient alors à la formulation originale en eau claire. La Figure 4.21a montre que en présence de flottants, sur un râtelier vertical avec $\psi = 0.67$, les hauteurs d'eau observées peuvent être encadrées en utilisant des valeurs hautes $(1 - \overline{\Delta Q^*}) = 0.33$ (correspondant à $\overline{\beta_1} = \overline{\frac{\Delta H}{H_0}} = 1.1$) et basses $(1 - \overline{\Delta Q^*}) = 0.54$ (correspondant à $\overline{\beta_1} = \overline{\frac{\Delta H}{H_0}} = 0.5$). Le Tableau 4.1 fournit d'autres valeurs des deux coefficients<fnref n="2" />.

<figure><img src="image_76.png" /><figcaption>(a) Ouvrage râtelier et performance de l'Equation (4.6) sur les essais en laboratoire d'un râtelier vertical inaffouillable ("rack dam" ou "SABO" dam).</figcaption></figure>

<figure><img src="image_77.png" /><figcaption>(b) Ouvrage à pertuis et performance de l'Equation (4.9) sur les essais en laboratoire d'un barrage à cinq pertuis ("slot dam").</figcaption></figure>

<caption>FIGURE 4.21: Performance des lois hauteur - débit (données tirées de PITON et al., 2020)</caption>

<footnote n="2">2. On rappelle le lien entre perte de charge relative $\overline{\frac{\Delta H}{H_0}}$ et perte de débitance relative pour les lois de seuils : $(1 - \Delta Q^*) = \sqrt{\left(\frac{1}{1 + \overline{\frac{\Delta H}{H_0}}}\right)^3}$</footnote>
**Prise en compte du caractère affouillable d'un ouvrage** Il est important de noter que les Equations (4.4) et (4.5) sont valables pour des ouvrages inaffouillables. Elles n'ont pas été testées sur des ouvrages affouillables. Toutefois, par analogie avec les résultats de SCHALKO et al. (2019a) qui a testé les deux configurations, il est possible, en première approximation, d'utiliser ces équations corrigées d'un facteur prenant en compte une réduction associée aux affouillements de 45% des hauteurs d'écoulement.

**Prise en compte de la surverse par dessus l'ouvrage** Les Equations (4.4) et (4.5) s'appliquent tant que le râtelier n'est pas submergé. Quand la cote de la surface libre dépasse le haut des pieux, ces derniers n'obstruent plus la section d'écoulement. Dans ce cas de figure, l'astuce calculatoire est d'estimer le débit total passant à travers l'ouvrage en considérant ce dernier infiniment haut avec ces même équations, puis de retrancher le débit passant par dessus l'ouvrage sur une hauteur de $h - z_2$ avec $z_2$ niveau de surverse de l'ouvrage. On peut ensuite ajouter le débit passant par dessus l'ouvrage qui suit une loi de seuil classique. Pour un râtelier incliné et considérant une section d'écoulement droite au dessus du râtelier, on obtient alors :

$$Q = (1 - \Delta Q_1^*) \cdot B_{0b} \cdot 2 \cdot \sqrt{\frac{g \cdot \psi^{3 \cdot c_1}}{c_0^3}} \cdot (h^{3/2} - (h - z_2)^{3/2}) + (1 - \Delta Q_2^*) \cdot \mu \cdot B_{0b} \cdot \sqrt{2 \cdot g \cdot (h - z_2)^{3/2}} \quad (4.6)$$

Avec $\mu$ le coefficient de seuil de la surverse ($\mu = 0.45$ selon les mesures de PITON et al., 2020). Cette équation est simplifiée sous la forme suivante pour le cas vertical :

$$Q = (1 - \Delta Q_1^*) \cdot 0.52 \cdot \psi^{0.9} \cdot B_{0b} \cdot \sqrt{2 \cdot g \cdot (h^{3/2} - (h - z_2)^{3/2})} + (1 - \Delta Q_2^*) \cdot \mu \cdot B_{0b} \cdot \sqrt{2 \cdot g \cdot (h - z_2)^{3/2}} \quad (4.7)$$

Si la forme de la section d'écoulement au dessus du râtelier est trapézoïdale, le second terme des équations est adapté pour le prendre en compte. Selon les expériences de PITON et al. (2020) présentées dans la Figure 4.21a, $(1 - \Delta Q_2^*)$ peut être encadré entre les valeurs hautes $(1 - \overline{\Delta Q_2^*}) = 0.19$ (correspondant à $\overline{\beta_2} = \frac{\overline{\Delta H}}{H_0} = 2$) et basses $(1 - \overline{\Delta Q_2^*}) = 0.54$ (correspondant à $\overline{\beta_2} = \frac{\overline{\Delta H}}{H_0} = 0.5$).

**Risque de relargage par surverse : Estimation du débit de sûreté** Nous recommandons d'approcher le problème de façon analogue à l'approche proposée pour les barrages souples §4.2.1. Il faut estimer la gamme de variation de la hauteur de surverse $h - z_2$ et du nombre adimensionnel $\Pi/F_D$ selon plusieurs hypothèses de perte de charge et pour une large gamme de débits supérieurs au débit de projet.

La Figure 4.22 montre l'ensemble des résultats observés sur des ouvrages rigides par PITON et al. (2020). En synthèse, les valeurs estimées de $\Pi/F_D$ dictent les valeurs de $h^*$ au-delà desquelles le relargage est estimé probable, sur les ouvrages rigides, selon les observations de PITON et al. (2020) :

- Pour $\Pi/F_D > 3$, les relargages ont vraisemblablement lieu dans l'intervalle $h^* \in [1.5; 3]$;

- Pour $1 < \Pi/F_D < 3$, les relargages ont plutôt lieu dans l'intervalle $h^* \in [3; 5]$;

- Pour $\Pi/F_D < 1$, les relargages ont lieu dans l'intervalle $h^* \in [4; 9]$, la plupart ayant lieu dans l'intervalle $h^* \in [4; 8]$.

Nous suggérons d'estimer la gamme de débits correspondant à l'atteinte de ces conditions de relargage et de communiquer l'information (éventuellement associée à des périodes de retour) pour indiquer la magnitude des crues générant de potentiels dysfonctionnements de piégeages.
<figure><img src="image_78.png" /></figure>

FIGURE 4.22: a) Conditions d'écoulement (hauteur de surverse relative $h^* = \frac{h-z_2}{D_{BF}}$ et ratio $\Pi/F_D$) observées sur des ouvrages rigides (barrage plein = "Closed dam", barrage à fente = "Slit dam", barrage à pertuis = "Slot dam" et râtelier vertical = "SABO dam") par PITON et al. (2020). La taille des points y est proportionnelle à la masse de flottants relarguée. On s'intéresse donc seulement aux points les plus gros. Les images b)-e) représentent l'état des accumulations juste avant relargage (photos du haut) et juste après relargage (photos du bas), soit 5 à 15 secondes après. Les valeurs de $h^*$ et $\Pi/F_D$ de ces cas sont reportées sur le diagramme (a). On constate que les accumulations soumises à des $\Pi/F_D$ plus faibles sont plus denses, alors qu'un tapis de flottants perdure pour des valeurs $\Pi/F_D$ proches et supérieures à 1.
**Application au cas de la Brague à Biot (Alpes-Maritimes)** En guise de synthèse, une application de dimensionnement d'un râtelier sur la Brague à Biot est présenté ci-dessous (la production de flottants de ce bassin versant a été documentée dans le rapport de PITON et al., 2018, et elle est résumée dans l'encadré de la page 29) :

- **Contexte** Il est proposé d'installer un piège à embâcles à Biot à l'amont des zones urbanisées de la basse vallée de la Brague. A l'endroit choisi, l'absence d'enjeux permet une certaine acceptabilité d'une éventuelle sur-inondation associée à la présence de l'ouvrage tant que la ligne d'eau n'atteint pas la route présente en rive droite (perchée sur le versant au-dessus du lit majeur). La crue de projet pour laquelle le piège doit fonctionner est prise égale à celle de 2015 (débit de pointe de 240 m³/s), et la crue de sûreté pour laquelle on considère qu'un relargage est acceptable est prise de période de retour 500 ans (débit de pointe : 336 m³/s). De multiples ponts équipent le cours de la rivière en aval mais l'ouvrage formant le verrou hydraulique le plus critique est constitué par les buses de l'autoroute A8 qui sont nombreuses mais présentent un diamètre faible ($B = 3 m$).

- **Approches suivies dans cet exemple** Deux approches sont proposées : 1) La largeur et la hauteur des pieux sont fixés arbitrairement. Il faut alors estimer d'après ces dimensions, la plage des débits pour lesquels il va y avoir surverse par dessus le râtelier, puis la plage de débits pour lesquels il y aura un relargage probable des flottants. Ces valeurs de débits seront à comparer avec les débits de projet et de sûreté. Alternativement, 2) on peut chercher les dimensions optimales qui répondent au cahier des charges (largeur et hauteur du râtelier).

- **Hypothèses** La section en travers a été subdivisée en 3 sous-sections (Figure 4.23) : le lit mineur (sous-section "a"), le lit majeur en rive gauche ("b") et le lit majeur en rive droite ("c"). Les débits vont être calculés dans chaque sous-section pour différentes hauteurs d'eau, puis vont être sommés pour avoir une relation hauteur-débit finale sur la section. En première approche, la capacité hydraulique des sections est estimée via les lois hauteur - débit de râteliers ou de seuils. On fait donc l'hypothèse d'une coupure hydraulique au droit de l'ouvrage, hypothèse qu'il faudra vérifier à posteriori avec des données de modélisation 1D ou 2D.

1) Selon la première approche, les pieux sont placés perpendiculairement à l'axe du lit mineur et majeur, ceux en lit majeur sont rehaussés de 30 cm par rapport à ceux dans le lit mineur afin de concentrer le flux dans le lit mineur et d'éviter le contournement de l'ouvrage. Les pieux sont de largeur $B_s = 30 \text{ cm}$, de hauteur $z = 3 m$ par rapport au fond de la rivière et d'espacement $B_0 = 2 m$ afin de protéger l'ouvrage à l'aval d'envergure $B = 3m$ (écartement $B_0 = 2/3 \cdot B$ recommandé plus tôt dans la section).

2) Selon la seconde approche, l'ouvrage est redimensionné pour répondre aux attentes des débits de projet, de sûreté et à la ligne d'eau maximale souhaitée (route rive droite). Il est implanté en biais selon un angle à définir afin d'augmenter sa section débitante. La largeur et l'espacement des pieux sont conservés, les paramètres à faire varier sont la hauteur des pieux $z_2$, et l'angle entre l'axe du râtelier et l'axe du cours d'eau. La majorité du débit est concentré dans le lit mineur, l'implantation en biais est donc uniquement utilisée dans cette sous-section. Les valeurs optimales de hauteur et d'angle sont estimées par itérations.

Avant qu'il y ait surverse, l'Eq. (4.5) permet de calculer le débit en fonction de la hauteur d'eau en prenant en compte la perte de charge induite par l'accumulation de flottants; après qu'il y ait surverse, l'Eq. (4.7) est utilisée. La perte de débitance de l'Eq. (4.5) et du premier terme de l'Eq. (4.7), correspondant au flux à travers le râtelier, a été fixée à $\Delta Q_1^* = 0.46$ pour la valeur basse et à $\Delta Q_1^* = 0.67$ pour la valeur haute. La perte de débitance du deuxième terme de l'Eq. (4.7), correspondant au flux passant au dessus du râtelier, a été fixée à $\Delta Q_2^* = 0.46$ pour la valeur basse et à $\Delta Q_2^* = 0.81$ pour la valeur haute.

La hauteur de surverse relative $h^*$ (Figure 4.22) a été estimée après avoir calculé $\Pi = F_a/F_d$ (ratio entre la poussée d'Archimède et la force de traînée, décrit dans la section 3.3.2) : $h^* = [4 - 8]$.

Le diamètre moyen des flottants est estimé à $D_{BF} = 0,2 m$.

- **Résolution** Compte tenu des incertitudes sur la débitance et sur la hauteur de surverse relative, il faut tracer une courbe enveloppe qui couvre la plage de débits la plus étendue : la valeur basse de la hauteur de surverse relative sera associée à la débitance basse, et inversement (Fig. 4.24 et 4.25). Il est également intéressant de comparer cette courbe enveloppe avec la courbe de fonctionnement lorsqu'il n'y a pas de flottants (perte de débitance nulle).

Il est important de ne pas oublier qu'une fois le relarge atteint, le terme de perte de débitance $\Delta Q_2^*$ doit être pris égal à 0, les flottants n'étant plus présents au-dessus des pieux.
<figure><img src="image_79.png" /><figcaption>FIGURE 4.23: Profil en travers schématique du piège à embâclés : topographie réelle (courbe verte), découpage en sections équivalentes (courbes marrons), les pieux en noir représentent la variante 1); les pieux gris représentent la variante 2)</figcaption></figure>

De plus, d'après les observations, il y a peu de production de bois flottant pour des crues d'occurrences inférieures à 10 ans, les calculs de débits avec pertes de charges associés à la présence de flottants n'ont donc peu de sens pour des débits inférieurs à la crue décennale.

**Approche 1)** Dans la première approche, il n'y a pas de pieux en rive droite (sous-section "c") car la côte de la berge droite est au-dessus du niveau des pieux malgré le réhaussement de 30 cm : ainsi il faut considérer uniquement le deuxième terme de l'Eq. (4.7) avec $\Delta Q_2^* = 0$ et on considère un coefficient de seuil équivalent $\mu = 0,45$ (si plus de données sont disponibles, d'autres méthodes de calculs de débits plus adaptées sont conseillées).

**Approche 2)** Dans la seconde approche, en rehaussant les pieux, la rive droite (sous-section "c") ne se trouve plus au-dessus de l'ouvrage, des pieux y sont alors installés. En implantant les pieux en biais par rapport à l'axe du lit mineur, cela revient à augmenter la longueur de l'ouvrage : il faut donc modifier le terme $B_{0b}$ dans les Eq. (4.5) et (4.7). Les valeurs de hauteurs et d'angles seront optimisées par itérations pour que (i) la surverse ait lieu après avoir atteint le débit de projet; (ii) que le relargage ait lieu plutôt au-dessus du débit de sûreté; et (iii) que la ligne d'eau n'atteigne pas la route rive droite.

L'application des Eq. (4.5) et (4.7) pour plusieurs hauteurs d'eau et dans chaque sous-section permet, en sommant les débits obtenus, d'obtenir les graphiques des Fig. 4.24 et 4.25.

— **Résultats : Approche 1)** La Figure 4.24 permet de déduire la plage de débits pour lesquels il y aura surverse et la plage de débits pour lesquels il y aura un potentiel relargage : la surverse est atteinte lorsque la ligne d'eau dépasse la hauteur des pieux (ici pour $Z > 17 \text{ mNGF}$), la courbe enveloppe des valeurs basses et hautes atteint cette valeur pour la plage de débits $Q_{surverse} = [90-110] \text{ m}^3\text{/s}$ (équivalent à $[Q_5 - Q_{10}]$); le relargage est atteint lorsque la ligne d'eau dépasse la hauteur des pieux + la hauteur de surverse relative $h^*$ multipliée par le diamètre moyen des bois flottants $D_{BF} = 0,2 \text{ m}$, la plage de débits obtenue est $Q_{relargage} = [100-340] \text{ m}^3\text{/s}$ (équivalent à $[Q_{10} - Q_{2015}]$).

Le débit de projet pour lequel le piège à embâcle ne devrait pas surserer a été fixé égal au débit de la crue de 2015, c'est à dire $Q_{projet} = 240 \text{ m}^3\text{/s}$. D'après les calculs réalisés, il y aurait surverse à partir de $Q_{surverse} = [90-110] \text{ m}^3\text{/s}$ : le piège est donc largement sous-dimensionné. Le débit de sûreté à partir duquel le piège à embâcle pourrait relarguer a été fixé égal au débit d'occurrence 500 ans, c'est à dire $Q_{surete} = 336 \text{ m}^3\text{/s}$. D'après les calculs réalisés, il y aurait relargage à partir de $Q_{relargage} = [100-340] \text{ m}^3\text{/s}$ : cela confirme encore que le piège est largement sous-dimensionné et génère un potentiel sur-aléa en pouvant relarguer soudainement une partie des flottants piégés pour des crues de magnitude intermédiaire.

**Approche 2)** Une fois les paramètres de hauteur et d'angle de pieux optimisés, on peut observer sur la Figure 4.25 que la plage de débits pour laquelle il y a surverse est $Q_{surverse} = [225-390] \text{ m}^3\text{/s}$, la plage de débits pour laquelle il y a relargage est $Q_{relargage} > 300\text{m}^3\text{/s}$ et la route rive droite est atteinte pour des débits supérieurs à $Q_{routeRD} > 365\text{m}^3\text{/s}$ (soit pour un débit d'occurrence entre 500 et 1000 ans). Ces dimensions semblent être un bon compromis permettant des respecter les conditions de débits et de lignes d'eau voulues.

Cette application synthétique doit être affinée à l'aide de modélisations et d'études plus détaillées, elle a un but
pédagogique pour montrer un usage potentiel du jeu d'équations présenté dans ce rapport.

<figure><img src="image_80.png" /><figcaption>FIGURE 4.24: Courbes de fonctionnement du piège à embâcles pour des pieux de 3m dans le lit mineur et perpendiculaire à l'écoulement. Le polygone jaune correspond aux conditions d'écoulement générant un potentiel relargage des flottants au dessus de l'ouvrage.</figcaption></figure>

<figure><img src="image_81.png" /><figcaption>FIGURE 4.25: Courbes de fonctionnement du piège à embâcles pour des pieux de 4,9 m dans le lit mineur et en biais à 63° par rapport à l'axe du lit mineur. Le polygone jaune correspond aux conditions d'écoulement générant un potentiel relargage des flottants au dessus de l'ouvrage.</figcaption></figure>
## Conception des barrages à pertuis de type plage de dépôt

Des ouvrages visant à piéger les sédiments, appelés plages de dépôts en France et dépotoirs en Suisse, sont beaucoup utilisés sur les torrents des Alpes et des Pyrénées. Les barrages filtrants fermant les plages de dépôt jouent aussi un rôle plus ou moins volontaire de piège à flottants (BEZZOLA et al., 2004; LANGE et BEZZOLA, 2006). Ils forment aussi généralement un obstacle majeur à la continuité piscicole (mais la plupart de ces ouvrages équipent des cours d'eau à sec hors des crues). Ces barrages filtrants sont souvent des ouvrages verticaux équipés de pertuis ou de fente, éventuellement barrés de poutres métalliques. La présence de flottants a très régulièrement tendance à boucher les ouvertures de ces ouvrages et à générer un dépôt chronique de la charge sédimentaire (CARLADOUS et al., 2021). Ceci est parfois souhaité, faute de capacité de transport sédimentaire en aval. Dans d'autres cas, une continuité sédimentaire est souhaitable pour les évènements de routine. Les barrages à pertuis ne sont pas bien adaptés à ce genre de fonctionnement et il faut alors préférer des ouvrages de type Autrichien (voir §4.2.1).

Le rapport de PITON et al. (2019c, en français) et l'article PITON et al. (2020) étudient en détail ces interactions. Ils montrent qu'en fonction de la perméabilité de l'ouvrage, les interactions entre flottants et barrage filtrant changent :

* Les ouvrages très peu perméables (ouvrages seulement équipés de barbacanes ou de fente fermée par une grille) fonctionnent de manière assez similaire à des seuils pleins ou des évacuateurs de crues de barrages réservoirs. La partie filtrante de l'ouvrage, de relativement faible section, est rapidement obstruée par les flottants (Figure 4.26). Le remous liquide formé en amont est alors si marqué que les vitesses d'approche sont normalement faibles et les accumulations d'embâcles prennent la forme de tapis de flottants. Des relargages de flottants sont possibles dans des conditions assez similaires à celles relevées sur les évacuateurs de crues (§3.5).

* Au contraire, les ouvrages très perméables (nombreux pertuis, ouvrages équipés de grilles inclinées dits "Autrichiens") fonctionnent de façon similaire aux râteliers. Des accumulations multi-couches s'y forment et les relargages éventuels apparaissent pour des hauteurs de surverse très supérieures.

<figure><img src="image_82.png" /></figure>

Source: Bezzola, Lange (2006)

FIGURE 4.26: Barrage filtrant équipant une plage de dépôt (photo de gauche) et phases d'obstruction de l'ouvrage et effet du taux d'obstruction et du niveau d'écoulement sur le faciès de dépôt des matériaux charriés par le torrent (source : LANGE et BEZZOLA, 2006)
**Probabilité d'embâclement des pertuis** La probabilité d'embâclement des pertuis est estimée de la même façon que les intervalles entre les pieux des râteliers (Fig. 4.20). En présence de blocs rocheux, un critère équivalent existe pour les sédiments (PITON et RECKING, 2015).

**Estimation des pertes de charges : Définition de la hauteur du barrage** La capacité de débitance des pertuis peut être estimée via la formule de Grande Orifice (LENCASTRE, 1983, p. 318) :

$$Q = (1 - \Delta Q^*) \cdot \mu \cdot B_0 \cdot \frac{2}{3} \sqrt{2 \cdot g (h^{3/2} - (h - z_1)^{3/2})} \quad (4.8)$$

avec $B_0$ and $z_1$ la largeur et la hauteur du pertuis (m) et $\mu$ le coefficient de pertuis (-), pris égal à 0.68 dans les conditions équivalentes à PITON et al. (2016), à savoir : $h/h_0 \in [1;7]$, $B_0/h_0 \in [1.7;7]$, $h/e \in [0.05;0.47]$ avec $e$ épaisseur de la parois.

Dans le cas d'un ouvrage surmonté d'un seuil de largeur $B_{0b}$ et équipé d'un nombre $i$ de pertuis dont le niveau bas $z_0$ est éventuellement variable, la formule générale est :

$$Q = \sum_i \left( (1 - \Delta Q^*) \cdot \mu_1 \cdot B_{0,i} \cdot \frac{2}{3} \sqrt{2 \cdot g \left( (h - z_{0,i})^{3/2} - (h - z_{1,i} - z_{0,i}) \right)^{3/2}} \right) + (1 - \Delta Q_2^*) \cdot \mu_2 \cdot B_{0b} \cdot \sqrt{2 \cdot g \cdot (h - z_2)^3} \quad (4.9)$$

A noter que PITON et al. (2020) ont démontré que le coefficient d'orifice des pertuis augmentait quand plusieurs orifices étaient situés à proximité les uns des autres par rapport à la valeur retenue pour un seul orifice isolé. Dans le cas de 5 orifices en parallèles, séparés d'une largeur équivalente à leur largeur d'ouverture, $\mu_1=0.72$ était le meilleur ajustement comme montré dans la Figure 4.21b. La même approche peut être utilisée pour calculer la capacité de râteliers verticaux aux piliers épais ($\mu_1=0.81$ avec 11 intervalles séparés de piliers moitiés moins épais que la largeur des intervalles). Il semble toutefois préférable d'utiliser l'Eq. (4.6) qui intègre naturellement la modification de $\mu$ via l'indice des vides $\psi$.

Comme démontré dans la Figure 4.21b, l'effet de la présence des flottants peut être encadré :

- **Sur les pertuis** par des termes $(1 - \Delta Q_1^*)$ entre les valeurs hautes $(1 - \overline{\Delta Q_2^*})=0.51$ (correspondant à $\overline{\beta_2} = \overline{\Delta H/H_0} = 0.6$) et basses $(1 - \overline{\Delta Q_2^*})=0.81$ (correspondant à $\overline{\beta_2} = \overline{\Delta H/H_0} = 0.15$).

- **Sur le seuil supérieur** par des termes $(1 - \Delta Q_1^*)$ entre les valeurs hautes $(1 - \overline{\Delta Q_2^*})=0.51$ (correspondant à $\overline{\beta_2} = \overline{\Delta H/H_0} = 0.6$) et basses $(1 - \overline{\Delta Q_2^*})=0.76$ (correspondant à $\overline{\beta_2} = \overline{\Delta H/H_0} = 0.2$).

**Risque de relargage par surverse : Estimation du débit de sûreté** Les conditions de relargages sur les ouvrages à pertuis sont estimées via le double critère $h^*$ & $\Pi/F_D$ de la même manière que sur les râteliers (voir détails section précédente, §4.2.1). Dans la mesure où les ouvrages à pertuis ont souvent un indice des vides significativement plus faibles que les râteliers, à débit similaires, les hauteurs d'écoulement sont plus fortes (Fig. 4.21), les vitesses d'écoulement sont donc plus faibles, générant des accumulations moins compactes et légèrement plus faciles à relarguer.
## Conception de pièges "lourds" de type Autrichien

Les barrages dits de type "Autrichien" sont communs en Autriche (BERGMEISTER et al., 2009) mais aussi dans les alpes Italiennes (CERATO et COALI, 1997). Ils sont spécifiquement utilisés pour piéger les flottants et les gros blocs tout en maintenant une certaine capacité de transit de la charge sédimentaire fine et graveleuse. Ces ouvrages sont équipés de grilles inclinées, généralement avec plusieurs angles d'inclinaison (Fig.4.27). La partie basse est en général sub-horizontale et la partie intermédiaire a un angle souvent compris entre 45° et 60°. Les barres de la grille sont positionnées dans l'axe longitudinal (et non transversal), permettant aux flottants de glisser le long de l'ouvrage (D'AGOSTINO et al., 2000). Comme démontré par les essais sur modèle physique présentés dans le rapport (SEDALP, 2015, Annexe 5.1), l'inclinaison de la grille et l'axe des barres permettent de réduire l'embâtement de l'ouvrage en comparaison avec une grille verticale avec des barreaux aux axes horizontaux (transversaux). La partie basale sub-horizontale reste ainsi en général assez largement libre et non obstruée, permettant une continuité sédimentaire très supérieure aux barrages à pertuis et grilles verticales qui ont tendance à être chroniquement obstruées par des flottants (CARLADOUS et al., 2021). Un auto-curage partiel émerge sur ces ouvrages grâce à ce dégagement naturel de la section hydraulique au fond de l'ouvrage (SEDALP, 2015, p. 40). D'après les essais de ISHIKAWA et MIZUYAMA (1988), cet effet d'auto-curage est d'autant plus efficace que la partie basale sub-horizontale est longue. Cette information nous a été confirmée par des collègues Autrichiens.

<figure><img src="image_83.png" /><figcaption>FIGURE 4.27: Photos de pièges à embâcles de type Autrichien (Source : BERGMEISTER et al., 2009, p. 42)</figcaption></figure>

**Ecartement des grilles** L'écartement entre les grilles étant généralement très petit devant la longueur des flottants, leur blocage est assuré. Les essais menés par (SEDALP, 2015, Annexe 5.1) montre que l'auto-curage est significativement diminué si l'écartement entre les barres est de l'ordre du $D_{90}$ des sédiments, en comparaison d'un écartement de $1.4 \cdot D_{90}$.
**Estimation des pertes de charges : Définition de la hauteur du barrage**

Des essais sur modèle physique ont été réalisés au laboratoire hydraulique du centre INRAE de Grenoble. Trois configurations ont été testées (Fig. 4.28). Le protocole de test a été le même que pour les essais réalisés par PITON et al. (2020) sur des barrages à pertuis, à fente et sur des râteliers. Les essais ont ainsi été menés sans transport solide. La capacité hydraulique d'ouvrages de type Autrichien peut être estimée via la généralisation de l'Eq. (4.6) proposée pour les râteliers inclinés surmontés d'un seuil en considérant que chaque partie inclinée est une grille indépendante. En considérant un ouvrage équipé de J grilles inclinées aux angles $\alpha_j$ différents et dont les niveaux de bases et supérieurs sont respectivement notés $z_{1,j}$ et $z_{2,j}$, il est possible de calculer la capacité totale de l'ouvrage suivant (le premier terme permet l'estimation du débit passant par les différentes parties de la grille, le second terme le débit passant par dessus le seuil surmontant les grilles) :

$$Q = \sum_{j=1}^{J} \left[ (1 - \Delta Q_{1}^{*}) \cdot B_{0} \cdot 2 \cdot \sqrt{\frac{g \cdot \psi^{3} \cdot c_{1,j}}{c_{0,j}^{3}}} \cdot \left( (h - z_{1,j})^{3/2} - (h - z_{2,j})^{3/2} \right) \right] + (1 - \Delta Q_{2}^{*}) \cdot \mu \cdot B_{0b} \cdot \sqrt{2 \cdot g \cdot (h - z_{2,j})^{3/2}} \quad (4.10)$$

On rappelle que suivant DI STEFANO et FERRO (2014), $c_{0,j} = 0.957 + (\sin \alpha_j)^{1.833}$ et $c_{1,j} = 1.5(\sin \alpha_j)^{0.11} - 0.9$ avec $\alpha_j (^{\circ})$ l'angle entre les barres et l'horizontal.

En l'absence de bois flottant, $\Delta Q^* = 0$ et l'Eq. (4.10) fournit une estimation satisfaisante des hauteurs d'eau mesurées sur modèle physique (carrés jaunes et lignes continues de la Fig. 4.29). La présence de bois flottant rehausse naturellement les lignes d'eau en créant des pertes de charge. La Fig. 4.29 indique les valeurs de surcote relative encadrant les mesures. On rappelle que la perte de débitance $\Delta Q^*$ équivalente peut être estimée par l'équation $\Delta Q^* = 1 - (1 + \beta)^{-3/2}$.

On peut noter que les valeurs hautes et basses de surcote relative sont similaires pour les configurations moins perméables (Fig. 4.28b & c : $\beta_1 = 0.15 - 1$), tandis qu'elles sont légèrement plus fortes pour la configuration la plus ouverte (Fig. 4.28a : $\beta_1 = 0.45 - 1.25$). L'explication du phénomène est directement associée à des vitesses d'écoulement plus élevées à proximité de la grille de la configuration la plus perméable permettant l'aspiration des flottants sous la surface de l'eau. A contrario, la plus faible perméabilité des deux autres configurations générait une hauteur d'eau plus importante, même sans bois flottant, et limitait ou prévenait la formation d'embâcles denses. Comme le montre la Fig. 4.30, il semble possible d'anticiper ces deux régimes de fonctionnement en estimant le ratio $\Pi/F_D(h_0)$ calculé en ignorant les pertes de charges associées aux flottants, i.e. avec la hauteur d'eau $h_0$ estimée avec $\beta = \Delta Q^* = 0$. Ce calcul vise à anticiper si à l'arrivée des premiers flottants, ces derniers sont susceptibles d'être aspirés et de venir se plaquer contre la grille, ou si au contraire l'ouvrage est peu perméable et plutôt propice à la formation d'un tapis de flottants dans le bassin amont. Dans la Fig. 4.30, les pertes de charges relatives augmentent quand $\Pi/F_D(h_0)$ diminue, c'est à dire pour des embâcles plus compacts et denses et dans des conditions permettant l'aspiration des flottants sous la surface et leur plaquage contre la grille.

<figure><img src="image_84.png" /><figcaption>FIGURE 4.28: Vue d'amont des configurations testées sur modèle physique : a) 10 ouvertures de 9 mm de large, b) 21 ouverture de 3 mm de large, c) 5 ouvertures de 9 mm de large.</figcaption></figure>
<figure><img src="image_85.png" /><figcaption>FIGURE 4.29: Performance de l'Eq. 4.10 sur des essais menés sur les configurations illustrées dans la Fig. 4.28 (panneaux supérieurs), évolution du coefficient de perte de charge au droit des grilles $β_1$ (panneaux centraux) et évolution du coefficient de perte de charge au droit du seuil $β_2$: a) 10 ouvertures de 9 mm de large, b) 21 ouverture de 3 mm de large, c) 5 ouvertures de 9 mm de large.</figcaption></figure>

L'estimation du fonctionnement d'un tel ouvrage implique donc plusieurs calculs :

1. Estimation de la hauteur d'eau sans flottants $h_0$ (Eq. 4.10 avec $\Delta Q^* = 0$),

2. Estimation du ratio $\Pi/F_D(h_0)$ sans flottants (Eq. 3.4),

- Si $\Pi/F_D(h_0) < 1$, on fait l'hypothèse que les embâcles formés seront denses ($\beta_1 = 0.45 - 1.25$, $\beta_2 = 0.6 - 1.25$),

- Si $\Pi/F_D(h_0) > 1$, on fait l'hypothèse que les embâcles formés seront plutôt des tapis de flottants ($\beta_1 = 0.15 - 1$, $\beta_2 = 0.2 - 0.6$),

3. Estimation des hauteurs d'eau avec flottants (Eq. 4.10 avec $\Delta Q^* > 0$),

4. Calcul des éventuels risques de relargages (Eq. 3.10, voir § suivant pour les valeurs critiques).
<figure><img src="image_86.png" /><figcaption>FIGURE 4.30: Perte de charge relative $\Delta H/H_0$ en fonction du ratio de la poussée d'Archimède sur la force de trainée $\Pi/F_D(h_0)$, calculée en ignorant les pertes de charges associées aux flottants, i.e. avec la hauteur d'eau $h_0$ estimée avec $\beta = \Delta Q^* = 0$. Évidence de perte de charge relative qui augmente quand $\Pi/F_D(h_0)$ diminue, c'est à dire pour des embâcles plus denses et multi-couches.</figcaption></figure>

**Risque de relargage par surverse : Estimation du débit de sûreté**

Les essais en laboratoire ont montré que les relargages avaient lieu dans la gamme de variation de la hauteur de surverse adimensionnelle $h^* = \frac{h-z_2}{D_{BF}} \in [3; 10]$ (Fig. 4.31). Au contraire des essais sur les barrages souples, sur les râteliers et ouvrages à pertuis ou à fente, il n'a pas été détecté de variation des conditions de relargage avec le ratio $\Pi/F_D$ : le phénomène est assez aléatoire et des relargages sont observés pour des $h^*$ faibles comme forts, que $\Pi/F_D$ soit <1 ou >1.

Comme pour les autres ouvrages, nous suggérons d'estimer la gamme de débits correspondant à l'atteinte de ces conditions de relargage et de communiquer l'information (éventuellement associée à des périodes de retour) pour indiquer la magnitude des crues générant de potentiels dysfonctionnements de piégeages.

<figure><img src="image_87.png" /><figcaption>FIGURE 4.31: a) Conditions d'écoulement (hauteur de surverse relative $h^* = \frac{h-z_2}{D_{BF}}$ et ratio de flottants relargués. Les relargages ont lieu dans la gamme $h^* = [3; 10]$.</figcaption></figure>
4.2.2 Ouvrages expérimentaux : piégeage diffus

Ce type de dispositif vise à faciliter un piégeage diffus. Il est composé de pieux disposés de façon éparse comme sur la Figure 4.32 ou latérale (en épi) comme illustré sur la Figure 4.33, ils ont une efficacité de piégeage moins forte que les barrages transversaux montrés plus haut mais génèrent des surcotes de ligne d'eau très limitées. Ils s'inspirent en fait du phénomène naturel de formation de dépôt contre les arbres et les îles. Leur intégration paysagère peut interpeller les potentiels utilisateurs.

<figure><img src="image_88.png" /><figcaption>FIGURE 4.32: Exemple des pieux disposés en rivière pour du piégeage diffus (source : GERTSCH, 2019)</figcaption></figure>

<figure><img src="image_89.png" /><figcaption>FIGURE 4.33: Exemple de grille en épi (source : GERTSCH, 2019)</figcaption></figure>
4.2.3 Ouvrage en dérivation

L'idée est de rediriger les bois flottants en lit majeur et de les empêcher de revenir dans le lit mineur. La séparation des bois flottants de l'écoulement de la rivière est réalisée naturellement par les courants secondaires induits par une courbe de la rivière, qui dirigent les flottants vers les berges. Un débordement franc en lit majeur est nécessaire. Ce type d'ouvrage n'est donc pas adapté aux cours d'eau divagants ou aux configurations torrentielles où la hauteur d'eau n'est pas significativement supérieure au diamètre des flottants. Le principe de cette solution est présenté dans la Figure 4.34 et illustré par l'ouvrage réel de la Figure 4.35. Les bois flottants sont piégés dans le lit majeur par un râtelier. Les avantages et l'efficacité de cette structure de rétention ont été vérifiés par des expériences en modèles réduits (SCHMOCKER et WEITBRECHT, 2013).

<figure><img src="image_90.png" /><figcaption>FIGURE 4.34: Principe de fonctionnement d'un piège en dérivation (SCHMOCKER et WEITBRECHT, 2013)</figcaption></figure>

<figure><img src="image_91.png" /><figcaption>FIGURE 4.35: Image et infographie de l'ouvrage construit (source : GERTSCH, 2019)</figcaption></figure>
## 4.3 Gestion à l'échelle du bassin versant

### 4.3.1 Entretien et restauration de la végétation rivulaire

L'entretien et la restauration de la végétation rivulaire est une composante de la gestion des embâcles. Des guides pratiques fournissent des recommandations pour l'élaboration et l'implémentation des Plans Pluri-annuel d'Entretien (BOYER, 1998, 2008). Ce sujet dépasse la portée du présent guide. Cet entretien se concentre historiquement sur le retrait du bois mort, sur l'abattage des arbres menaçants et instables, et sur l'élagage ou le recépage des sujets ligneux menaçant de tomber du fait de leur grande taille, de leur position sur la berge, ou de leur état phytosanitaire. Il ne faut toutefois pas se faire d'illusion quant à l'efficacité de ce mode de gestion : il ne permet de traiter qu'une source partielle des bois flottants.

Puisque les cours d'eau sont généralement bordés de corridors boisés, les érosions de berges et de versants touchent nécessairement la végétation rivulaire, quel que soit l'état du milieu (végétation pionnière, mature, sénescente). Une conséquence naturelle de cette activité morphogène est donc que des quantités importantes de bois flottants sont recrutés par les écoulements. Les berges boisées des cours d'eau et les glissements de terrain sont ainsi les principaux pourvoyeurs de bois flottants (Chap. 1). *Le transport de quantités significatives de bois flottants est ainsi quasi systématiquement observé pendant les crues morphogènes des cours d'eau.*

On note une croyance tenace que les bois flottants sont issus d'arbres morts présents, avant la crue, dans le lit des cours d'eau. Or, il est prouvé que la grande majorité des flottants formant les embâcles pendant les crues majeures sont issus d'arbres sains (Chap. 1). Un indice évident de ce phénomène est l'élargissement des lits des cours d'eau torrentiels lors des épisodes de crues majeures, élargissement qui implique le recrutement par les flots de nombreuses zones boisées. La présence de flottants lors des crues majeures est ainsi inévitable. Il faut apprendre à vivre avec, tel que souligné dans les sections précédentes, éviter de construire des ouvrages sensibles et remplacer ou protéger les existants.

### 4.3.2 Gestion intégrée du bois mort

Cette partie retranscrit un protocole de gestion du bois flottant et des embâcles en rivière. Il est destiné aux gestionnaires de l'entretien de la ripisylve et du bois mort. Ce protocole s'appuie sur les règles établies dans le guide de WOHL et al. (2019) intitulé : "Managing for large wood and beaver dams in stream corridors" (Gestion du bois flottant et des barrages de castors dans les corridors fluviaux). Le principal objectif de ce guide est de proposer des méthodes permettant d'identifier les tronçons de rivière pour lesquels la présence de bois flottant maximise les effets bénéfiques sur l'environnement, tout en minimisant les dommages potentiels (environnementaux ou structuraux). Il propose d'identifier ces portions de rivière par des observations sur le terrain organisées suivant des "check lists" simples. Les observations visent à déterminer la meilleure solution pour limiter les impacts négatifs, parfois par du retrait, du billonnage, de la surveillance, par des structures de rétention pour piéger les bois flottants, voire parfois par la réintroduction du bois dans la rivière. WOHL et al. (2019) soulignent le fait que la réintroduction de bois flottant dans la rivière est plus efficace si les règles suivantes sont appliquées :

* Il est plus simple, moins coûteux et plus efficace de réhabiliter par la présence de bois flottants des tronçons de rivière partiellement dégradés, et d'étendre ensuite la longueur des tronçons non dégradés, que de tenter de réhabiliter directement des tronçons très dégradés;

* Il est souvent peu efficace de réintroduire du bois dans des tronçons de rivière dont la probabilité de recruter plus de bois par la suite est faible;

* Il est essentiel de considérer l'environnement de la rivière avant toute décision d'action, afin de prendre en compte, par exemple, les organismes attirés par la présence de bois flottant;

* La réintroduction de bois dans une rivière doit être cohérente avec la morphologie du cours d'eau, l'hydraulique de la zone, ainsi que la présence d'enjeux vulnérables riverains.
### 4.3.3 Identification des tronçons maximisant les effets bénéfiques sur l'environnement

Le but est ici d'identifier les tronçons de rivière pour lesquels la présence de bois flottants va avoir un effet bénéfique maximal sur l'environnement, et dont les effets négatifs seront minimes. Ce protocole a pour objectif de créer des règles relativement simples, peu coûteuses et basées sur des observations sur le terrain, afin de constituer des aides à la décision pour les gestionnaires de bassins.

#### Scénario de conservation des bois flottants

Une première liste de questions simples permet tout d'abord d'évaluer les dommages potentiels qui pourraient justifier de retirer des bois flottants, un embâcle ou un barrage de castors. Cette étape (Niveau 1) se base soit sur les observations et les connaissances du terrain, soit sur une analyse du Modèle Numérique de Terrain (MNT) et des données SIG, qui permettent d'identifier les zones à risques, qui nécessitent une intervention prioritaire. En fonction de la réponse à ces questions, d'autres étapes sont envisagées :

* Une analyse de la stabilité de l'embâcle pour la rétention de bois (Niveau 2);

* Une analyse en utilisant des aides à la décision (Niveau 2);

* Une phase de conception pour la réintroduction de bois flottant ou de castors dans la rivière.

Ces différentes étapes sont résumées dans la Figure 4.36.

Les tronçons à risques des cours d'eau peuvent être identifiés grâce à des retours d'expérience concernant le bassin versant ou des analyses de données SIG. Une fois ces tronçons identifiés, les checklists de terrain fournies dans les Figures 4.37 et 4.38 peuvent être utilisées pour évaluer rapidement la situation dans la zone d'étude. Le risque représenté par le bois flottant peut être déterminé en évaluant le danger imminent qu'il représente concernant la sécurité publique, des propriétés et infrastructures, et les questions réglementaires (obligation légale). Ces outils d'aide à la décision peuvent être utilisés pour déterminer de façon plus objective les bénéfices et risques associés à un amas de bois flottant. Dans le cas où ce dernier constitue un danger imminent, il peut être justifié de le retirer entièrement ou partiellement de la rivière, ou de le modifier par exemple par billonnage dans le cadre d'un plan de gestion. Ce plan de gestion peut par exemple préconiser de :

* Contrôler/surveiller l'évolution de l'embâcle;

* Étêter ou élaguer des arbres sur les berges;

* Déplacer/retirer quelques éléments de bois flottant de l'accumulation;

* Retirer une partie de l'accumulation;

* Stabiliser l'embâcle, par exemple par câblage ou par des pieux;

* Installer des structures de rétention en aval des zones de recrutement de bois;

* Mettre en place une signalisation pour prévenir de la présence de l'embâcle et alerter les usagers de la rivière;

* Empêcher la circulation des usagers sur ce tronçon de rivière.

Quel que soit le mode de gestion employé, des opérations de sensibilisation des riverains et des élus à la perception du bois mort en rivière doivent être déployées afin que les choix retenus soient expliqués et puissent être compris (à défaut d'être acceptés ou encouragés).

Les checklists de Niveau 1 fournissent une évaluation relativement simple et rapide des potentiels dangers causés par la présence d'un embâcle ou d'un barrage de castors, et fournissent des conseils pour évaluer au mieux la situation. Après avoir rempli une checklist de Niveau 1, si l'embâcle n'est pas considéré comme représentant un danger imminent, le gestionnaire de bassin peut procéder à la checklist de niveau 2, qui permet d'analyser la situation de façon plus détaillée.
<figure><img src="image_92.png" /><figcaption>FIGURE 4.36: Schéma du processus à choix multiples pour évaluer les embâcles. Les points d’interrogations indiquent de potentiels scénarios alternatifs (schéma tiré et traduit de WOHL et al., 2019)</figcaption></figure>

## Scénario de réintroduction de bois

Une check list est aussi fournie pour aider à la décision d'opération de réintroduction de bois flottant (Figure 4.38).
## Checklist de Niveau 1 : Première évaluation de la conservation de bois flottants individuels ou d'embâcles

### 1) Danger imminent pour la sécurité publique

a) Est-ce qu'un accident impliquant du bois dans la rivière a été relevé ?

* Si oui → retirez le bois

* Si non → continuez en considérant pour l'instant la conservation du bois dans/proche de la rivière

b) Est-ce que l'embâcle présente des interstices suffisants pour potentiellement piéger les usagers naviguant à des fins récréatives ? Peut-il complètement bloquer une section de rivière dans un endroit et à une période connus pour être beaucoup utilisés à des fins récréatives ?

* Si oui → retirez le bois

* Si non → continuez en considérant pour l'instant la conservation du bois dans/proche de la rivière

### 2) Danger imminent pour les propriétés et infrastructures

a) Du bois a-t-il déjà endommagé un établissement ou une structure privée ou publique ?

* Si oui et qu'il n'existe pas d'autres alternatives de gestions viables → retirez le bois

* Si non et que d'autres alternatives de gestions peuvent être viables → continuez en considérant pour l'instant la conservation du bois dans/proche de la rivière

b) Est-ce que le bois pourrait potentiellement causer (ou augmenter l'ampleur) des dégâts sur un établissement ou une structure privée ou publique, qui pourraient mener à son dysfonctionnement ?

* Si oui et qu'il n'existe pas d'autres alternatives de gestions viables → retirez le bois

* Si non et que d'autres alternatives de gestions peuvent être viables → continuez en considérant pour l'instant la conservation du bois dans/proche de la rivière

### 3) Législation

Etes-vous pour une quelconque raison, contraint légalement de retirer le bois de la rivière ?

* Si oui → retirez le bois

* Si non → continuez en considérant pour l'instant la conservation du bois dans/proche de la rivière

### 4) Synthèse

Si la réponse à **toutes** les questions précédentes est 'Non' → laissez le bois dans la rivière

Si vos réponses sont différentes selon les questions précédentes, ou si elles nécessitent plus de qualifications → continuez l'analyse et conservez le bois dans la rivière pour le moment.

<caption>FIGURE 4.37: Première checklist : traitement du bois flottant (issue de WOHL et al., 2019)</caption>

## Checklist de Niveau 1 : Première évaluation concernant la possible réintroduction de bois

### 1) Danger pour la sécurité publique

a) La présence d'un embâcle présenterait-t-elle un danger pour les usagers de la rivière ?

* Si oui → considérez soit de chercher un autre site de réintroduction, soit d'évaluer d'autres options pour minimiser le danger

* Si non → continuez en considérant une possible réintroduction du bois

### 2) Danger pour les propriétés et infrastructures

a) L'embâcle pourrait-t-il endommager un établissement ou une structure privée ou publique ?

* Si oui → considérez soit de chercher un autre site de réintroduction, soit d'évaluer d'autres options pour minimiser le danger

* Si non → continuez en considérant une possible réintroduction du bois

### 3) Législation

Etes-vous pour une quelconque raison, contraint légalement d'empêcher la présence de bois dans la rivière ?

* Si oui → ne considérez pas d'autres sites de réintroduction

* Si non → continuez en considérant une possible réintroduction du bois

### 4) Synthèse

Si la réponse à **toutes** les questions précédentes est 'Non' → réintroduisez du bois dans la rivière

Si vos réponses sont différentes selon les questions précédentes, ou si elles nécessitent plus de qualifications → considérez une réintroduction de bois tout en analysant plusieurs options afin de minimiser les potentiels dégâts/dangers.

<caption>FIGURE 4.38: Deuxième checklist : réintroduction de bois mort en rivière (issue de WOHL et al., 2019)</caption>
### 4.3.4 Analyse de Niveau 2 en utilisant des aides à la décision

Afin d'affiner le jugement, des outils d'aide à la décision ont été développés entre autres par un groupe d'in- génieurs en génie civil et hydraulique, des écologues, des géomorphologues, et de spécialistes des sports d'eaux vives. Ces outils sont destinés à accompagner l'évaluation du bois directement sur le terrain, en fournissant une analyse plus détaillée que les checklists de Niveau 1. Ils compilent des critères portant sur les milieux aquatiques et rivulaires, les usagers de la rivière, ses habitants et infrastructures. Des scores variables doivent être assignés à chaque critère (de 1 à 3). Les critères sont par ailleurs pondérés avec des poids suggérés par les créateurs mais modifiables par le décisionnaire. L'utilisation de ces outils peut ainsi être ajustée pour refléter au mieux les carac- téristiques de la zone d'étude. L'ensemble de ces critères sont enfin agrégés, ici encore pondérés par l'utilisateur, pour obtenir une note finale permettant d'aider à la décision (Figure 4.47). Les différents critères sont rassem- blés sous forme de volets associés aux aspects principaux des effets du bois flottant. Les paragraphes qui suivent présentent synthétiquement ces volets.

**Milieux aquatiques** Le volet "A" porte sur les potentielles altérations que le retrait du bois flottant peut avoir sur les écosystèmes aquatiques associés (Figure 4.39). La première ligne est destinée à aider l'utilisateur à déterminer si la qualité d'habitat risque fortement d'être altérée suite au retrait du bois de la rivière (=score élevé), ou si ce retrait ne va avoir que des conséquences négligeables sur cet habitat (=score faible). La deuxième ligne analyse les différents types d'habitats que l'embâcle peut engendrer. Un habitat aquatique diversifié présente une diversité des profondeurs d'eau, des vitesses d'écoulement, de la granulométrie, des caractéristiques du lit de la rivière. L'importance de l'habitat associé à la présence de bois flottant prend en compte l'abondance ou non de bois flot- tant sur le tronçon en question, le besoin de cet habitat pour des espèces clés. Par exemple, si le bois mort crée la seule mouille sur un tronçon, il est hautement probable que son retrait entraîne une réduction des habitats, son score devra donc être élevé (=3). Si le bois flottant ne crée pas de mouille ou seulement de taille négligeable, alors son intérêt est faible, et son score devra l'être aussi (1). Un embâcle qui crée un habitat pour une espèce en danger devra recevoir un score élevé (=3). La dernière ligne analyse si l'habitat engendré par la présence d'un embâcle va probablement exister sur une courte période (< 5 ans), ou sur une période plus longue (5 à 100 ans et plus). Si un embâcle a de fortes chances de résister pendant une longue période, alors l'altération de l'habitat aquatique liée à son retrait va être élevée. Ce dernier critère dépend directement de la mobilité des éléments de bois mort formant l'embâcle, sujet abordé dans les chapitres précédents.

<figure><img src="image_93.png" /><figcaption>FIGURE 4.39: Volet "A" sur les critères associés aux **écosystèmes aquatiques**</figcaption></figure>
**Milieux terrestres** Le volet "B" comporte les mêmes paramètres, mais ils sont appliqués aux écosystèmes des berges et du lit majeur (Figure 4.40). Lorsqu'un embâcle s'étend sur toute la largeur du chenal et une partie du lit majeur, les volets (A) et (B) doivent être utilisés pour évaluer correctement l'impact possible de l'embâcle sur l'ensemble de son environnement.

<figure><img src="image_94.png" /><figcaption>FIGURE 4.40: Volet "B" sur les critères associés aux écosystèmes rivulaires</figcaption></figure>

**Activités de loisirs (sports d'eau vive et pêche)** Les volets "C" et "D" (Figures 4.41 et 4.42) portent sur les impacts potentiels des embâcles sur les activités de loisir attachées aux cours d'eau (par exemple les sports d'eau vive ou la pêche). Concernant la pêche, les embâcles ont un rôle ambivalent puisqu'ils constituent à la fois un risque d'accrochage et de perte du matériel de pêche, mais ils favorisent aussi le maintien et la régénération de populations piscicoles plus abondantes, et peuvent donc avoir un impact positif sur la pratique de la pêche. Le volet "C" analyse les caractéristiques de l'embâcle, comme par exemple sa localisation, ou sa taille. Cet impact ne va pas dépendre de l'activité pratiquée ou des caractéristiques du cours d'eau. Au contraire, le volet "D" considère l'impact de l'embâcle selon les caractéristiques de l'activité et du cours d'eau, et non plus des propriétés de l'embâcle en lui même. Cette distinction permet plus de flexibilité pour maintenir un embâcle ayant un score élevé dû à ses caractéristiques (Volet "C"), mais dont la visibilité ou les capacités de l'usager réduisent les risques à un niveau acceptable. La première ligne du volet "C" traite de la localisation du flottant : par exemple selon les caractéristiques de l'embâcle, une accumulation de bois flottant dans une zone à fort courant, ou dans l'extrados du cours d'eau va avoir plus d'impact et va représenter plus de risque pour l'usager qu'un embâcle dans une zone de courant faible ou en lit majeur. L'orientation du bois mort dans le lit peut agir comme un filtre et est traitée dans la 2ème ligne du volet "C". La 3ème ligne donne un score sur le potentiel d'accrochage, qui dépend de la forme et la présence de branches. Enfin, la présence ou non de câbles d'ancrage exposés peut être un facteur de risque aggravant pour l'usager, une note est attribuée à ce risque en 4ème ligne du volet "C".

La facilité d'accès sur le tronçon va permettre dans un premier temps de caractériser le risque pour l'usager, si le tronçon est inaccessible à toutes personnes, le risque associé (et donc le score de la 1ère ligne de la Figure 4.42) sera faible. En outre, un embâcle va engendrer plus de risques s'il se forme dans un ruisseau étroit ou un torrent avec un fort courant et une forte pente, que sur des segments de rivière plus larges, avec une vitesse d'écoulement plus faible (2ème ligne de la Figure 4.42). Le fait qu'un embâcle soit facilement visible ou non va être le principal facteur déterminant le risque que cette accumulation de bois flottant représente pour le pratiquant de sport d'eaux vives. Ce risque dépend aussi de l'activité pratiquée par l'usager et donc de la capacité à éviter l'embâcle : une personne flottant dans une bouée aura par exemple plus de difficultés à l'éviter qu'un kayakiste (3ème ligne de la Figure 4.42). Quelle que soit l'activité pratiquée et le niveau d'expérience de l'usager, la signalisation de la présence
<figure><img src="image_95.png" /><figcaption>FIGURE 4.41: Volet "C" sur les critères associés aux **sports d'eaux vives** (critères concernant l'embâcle)</figcaption></figure>

<figure><img src="image_96.png" /><figcaption>FIGURE 4.42: Volet "D" sur les critères associés aux **sports d'eaux vives** (critères concernant les usagers)</figcaption></figure>

d'un embâcle réduit le danger, alors que l'apparition soudaine d'une accumulation de bois en rivière augmente fortement les risques sur l'usager (4ème ligne de la Figure 4.42).

**Risques d'inondation locaux et distants** Le volet "E" permet d'évaluer les risques concernant les potentiels coûts et autres conséquences sur les infrastructures et les propriétés privées, en considérant les caractéristiques du cours d'eau et de son lit majeur (Figure 4.43). La construction d'infrastructures et le développement des zones urbaines en lit majeur parfois proches du lit mineur, tend à augmenter les potentiels sinistres lors d'une inondation du lit majeur ou de changements concernant l'écoulement du cours d'eau. Il est donc primordial d'accorder une importance particulière à l'empiétement des zones urbaines sur les zones de possible formation d'un embâcle sur l'évaluation du risque (1ère ligne de la Figure 4.43). Cette analyse nécessite également de bien comprendre les paramètres physiques qui contrôlent une crue ou une inondation. Le degré de blocage du chenal, d'obstruction à l'écoulement et la réduction de section du cours d'eau engendrés par un embâcle doivent donc être considérés (2ème ligne de la Figure 4.43). L'obstruction du cours d'eau implique nécessairement une augmentation de la ru-
gosité, et est caractérisée par le coefficient de Manning. Un score lui est associé (3ème ligne de la Figure 4.43) afin de souligner l'importance du changement de rugosité induit par l'embâcle.

**Remarque** : La surélévation de ligne d'eau induite par les embâcles peut être bénéfique dans une logique de réduction de l'aléa à l'échelle du bassin versant lorsque les débordements précoces sont générés sur des zones à faibles enjeux (têtes de bassins versants par exemple), en mobilisant les zones d'expansion de crue et leurs fonctions de rétention/laminage des crues débordantes (cela valorise en même temps le développement des fonctions de type "zones humides"). Ceci ne reste valable que pour des crues de faible ampleur et dans la mesure où les embâcles ne risquent pas de dévaler à court terme sur des zones à enjeux en aval.

<figure><img src="image_97.png" /><figcaption>FIGURE 4.43: Volet "E" sur les critères associés aux **risques inondations locaux**</figcaption></figure>

Un embâcle qui génère de faibles risques à sa localisation actuelle peut néanmoins engendrer des risques plus importants si une partie significative de l'embâcle ou même l'embâcle entier est transporté en aval, jusqu'à atteindre une zone où il pourrait alors exacerber l'ampleur d'une inondation ou d'une crue, et ainsi menacer un bâtiment ou une infrastructure, c'est l'objet du volet "F" (Figure 4.44). Ce volet est prévu pour estimer qualitativement la probabilité d'un embâcle à être transporté ou du moins déplacé en aval, sans faire référence aux conditions spécifiques en aval. Ce dernier point est traité dans le volet "G" (Figure 4.45).

Une fois que des bois flottants ou une accumulation de flottants sont transportés en aval, leur potentiel à engendrer des risques dépend du type de structures hydrauliques et d'infrastructures que ces éléments rencontrent (Figure 4.45). Plus la distance entre le bois flottant et les infrastructures vulnérables en aval est grande, plus il est probable que ce bois flottant se dépose à un moment sur sa route, ce qui augmente les chances qu'il se stabilise à nouveau, ou qu'il puisse être retiré de la rivière.

La probabilité que du bois flottant endommage des structures hydrauliques est extrêmement variable. La capacité d'une structure à laisser passer plus ou moins facilement le bois flottant va dépendre des dimensions des ouvertures comparées aux dimensions des bois flottants, de l'écartement des piles de ponts par exemple, de leur forme et orientation, mais aussi de la présence éventuelle de solutions techniques ou structurelles pour limiter l'impact des bois flottants sur la structure. La présence éventuelle de solutions techniques ou structurelles pour limiter l'impact des bois flottants sur la structure, mais aussi la variation de la géométrie du cours d'eau en approach de la structure (un resserrement brutal augmente les risques d'embâcles).

Il existe en effet de nombreuses solutions techniques pour limiter l'impact des bois flottants sur une structure, comme vu précédemment. Toutefois, évaluer la vulnérabilité d'une structure et l'efficacité d'une solution requière des connaissances approfondies à la fois sur la structure en elle même, mais aussi sur les caractéristiques hydrauliques de son environnement. Comme développé précédemment, le développement de zones urbaines proches du
<figure><img src="image_98.png" /><figcaption>FIGURE 4.44: Volet "F" sur les critères associés à la **stabilité et à la remobilisation de l'embâcle**</figcaption></figure>

<figure><img src="image_99.png" /><figcaption>FIGURE 4.45: Volet "G" sur les critères associés aux **enjeux à protéger en aval**</figcaption></figure>

lit mineur tend à augmenter les risques lors d'une inondation ou d'une crue. Le volet "E" (Figure 4.43) se concentre sur l'occupation du sol en lit majeur, plus particulièrement au voisinage d'un embâcle, sans considérer les potentiels effets en aval. Par conséquent, le volet "E" requière l'évaluation des potentielles conséquences d'une réduction de la capacité du chenal.

**Effets morphologiques** Comme vu précédemment, les embâcles sont largement reconnus par la communauté scientifique pour leur capacité à créer une diversité d'habitats et engendrer des modifications d'un cours d'eau qui favorisent les écosystèmes aquatiques. Toutefois, les modifications dynamiques d'un cours d'eau sont généralement inacceptables pour les rivières contraintes par des zones urbaines. Dans ce cas, il est donc important d'évaluer le potentiel d'un embâcle à engendrer des modifications du lit mineur qui entreraient en conflit avec des propriétés privées adjacentes et des objectifs de gestion du lit majeur. C'est l'objet du volet "H" (Figure 4.46).

Les potentielles conséquences de la présence d'un embâcle incluent l'accélération de l'érosion des berges en conséquence de l'augmentation des vitesses d'écoulement, de l'accumulation de bois flottant, de surcote en amont
<figure><img src="image_100.png" /><figcaption>FIGURE 4.46: Volet "H" sur les critères associés aux **effets géomorphologiques de l'embâcle**</figcaption></figure>

et de l'altération de la capacité de transport sédimentaire qui affectent les processus d'affouillement et de dépôt. De telles conséquences peuvent être difficiles à prédire, même pour des géomorphologues ou des ingénieurs spécialisés dans le domaine fluvial. Ainsi, les potentielles conséquences géomorphologiques sont mieux évaluées par une équipe d'experts interdisciplinaire, ayant de l'expérience dans la gestion des bois flottants et des embâcles. Le volet "I" agrège les résultats des volets (A) à (H), pour créer une évaluation d'ensemble du risque à garder ou retirer le bois flottant présent dans la rivière (Figure 4.47). Si un score moyen à élevé est obtenu pour les volets (A) et (B) et un score bas pour les volets (C) à (H), la meilleure solution semble être la non intervention des gestionnaires, avec un simple contrôle, une stabilisation de l'embâcle, ou la mise en place de panneaux de signalisation. Au contraire, un score bas pour les volets (A) et (B), accompagné d'un score moyen à élevé pour les autres volets, suggère plutôt de retirer le bois flottant, de fermer un segment de rivière aux activités, ou de déplacer l'embâcle. Le score agrégé peut être utilisé pour comparer les risques d'un embâcle selon les écosystèmes, les activités humaines sur le cours d'eau, les infrastructures publiques, et la sécurité. Les scores peuvent également être utilisés pour comparer les risques liés à un embâcle selon sa localisation dans le cours d'eau par exemple, dans le but, en premier lieu, d'aider à la priorisation des différents secteurs à traiter. En effet, dans l'absolu, la note agrégée d'un site donné n'a probablement pas grande signification et dépendra notamment des pondérations appliquées par l'utilisateur. L'application de la méthode à plusieurs secteurs différents suivant les mêmes pondérations et indicateurs utilisés pour renseigner les critères peut par contre permettre de *comparer* ces derniers même si le bois flottant présent dans les différents secteurs peut avoir des effets sur différents usages du cours d'eau (enjeux en lit majeur, infrastructures et réseaux, loisirs).

## Remarques

Le présent guide fournit une simple traduction du protocole tel que proposé par WOHL et al. (2019). Ces outils d'aides à la décision présentent l'intérêt de rappeler l'ensemble des critères qui devraient guider la gestion des bois flottants et des embâcles. Ils permettent de se questionner et de quantifier les effets du bois mort dans le corridor fluvial sur les milieux aquatiques et terrestres, l'hydromorphologie et les risques pour les usagers et infrastructures. Cependant, une lecture attentive des critères montre que plusieurs d'entre eux sont difficiles à estimer, même avec une étude approfondie, ce qui laisse place à beaucoup de subjectivité. De plus, peu d'informations sont données par les auteurs originaux quant au choix de la note à appliquer pour chaque critère. Par exemple, les lignes 3 et 4 de la Figure 4.43 nous demandent de noter les effets du bois mort sur la rugosité et sur l'augmentation du niveau d'eau : sans outils de modélisation et une étude poussée, il semble difficile de remplir cette évaluation. Le praticien choisira alors une note entre 1 et 3, qui se basera sur son expérience sur le sujet.
<figure><img src="image_101.png" /></figure>

FIGURE 4.47: Aides à la décision pour évaluer les risques potentiels d'un embâcle sur différents composants de l'écosystème d'un cours d'eau, en fonction de si le bois flottant est retiré ou laissé dans la rivière. Ces aides sont présentées dans le guide WOHL et al. (2019) et sont traduites par ISL Ingénierie. Pour aider à la décision, les pondérations suggérées à droite sur chaque ligne doivent être multipliées par un des nombres en haut (1,2 ou 3 selon l'importance du risque) pour obtenir un score pour chaque ligne. Ces scores sont ensuite sommés pour créer le score total de chaque aide à la décision. D'autres pondérations sont également possibles, elles sont adaptables à la situation étudiée ou aux objectifs spécifiques.

Il faut donc garder en tête que ces outils permettent avant tout d'apporter de la transparence et de "lisser" la subjectivité à travers une multitude de critères et une pondération finale. Ils rendent également possible la remise en question et la discussion de chaque ligne par les différents praticiens, permettant d'arriver à une note finale relative, qui sera à comparer avec d'autres tronçons ou embâcles.

Ce protocole d'aide à la décision, intéressant en théorie, est testé courant 2022 par l'INRAE de Grenoble grâce à des financements de l'Agence de l'Eau Rhône Méditerranée Corse. Un rapport comportant des exemples d'application et des recommandations dans l'évaluation des critères sera diffusé à la suite de ce travail.
# Remarques conclusives

Le chapitre 1 fait d'abord la synthèse des méthodes d'estimation de la fourniture en flottants. En complément de formules empiriques simples, la mobilisation des données de l'Inventaire Forestier Français (IFN) a permis de fournir des ordres de grandeurs des densités de peuplement forestier dans les ripisylves du territoire métropolitain. Leur croisement avec les analyses géomorphologiques des zones de divagation des cours d'eau permet l'estimation de la production de flottants. Les données de l'IFN ont aussi permis de fournir des équations simples reliant hauteur totale des arbres et diamètre des troncs. L'analyse de données LiDAR permet déjà de caractériser les hauteur de la canopée et de détecter les arbres. Via ces approches simples, il est possible de caractériser la longueur et le diamètre des flottants.

Le chapitre 2 aborde les effets environnementaux de la présence du bois flottant en rivière. Cet aspect du bois flottant est celui qui a historiquement attiré le plus d'attention, en particulier par les spécialistes des ressources halieutiques. Nous ne rappelons que les principaux résultats. Ce chapitre semblait toutefois important à intégrer afin d'équilibrer le reste du rapport qui est très orienté sur la question des risques induits par les interactions entre flottants et ouvrages hydrauliques. Soulignons simplement que les spécialistes des milieux aquatiques et terrestres sont unanimes : retirer le bois mort dégrade l'environnement, maintenir sa présence, voire l'encourager, restaure de nombreux processus naturels et cercles vertueux du point de vue écologique.

On retrouve dans le chapitre 3 des éléments sur l'analyse du transport de flottants. Elle est longtemps restée l'apanage des modèles physiques. Si l'utilisation de modèles numériques hydrauliques est standard dans la majorité des études hydrauliques, l'intégration des flottants était très empirique dans les rares études qui abordaient la question. Des modèles numériques calculant le transport de flottants explicitement existent pourtant depuis environ une décennie. Leur domaine d'application était limité à des travaux de recherches jusqu'à récemment. Les premières études d'ingénierie intégrant des modélisations numériques explicites du transport de flottants émergent en France. Ces outils sont vraisemblablement voués à se démocratiser dans les années à venir. Le Chapitre 3 aborde ensuite la question des interactions entre les flottants et les ponts, puis celles avec les barrages et seuils. On y rappelle l'état des connaissances sur les mécanismes et types de formation d'embâcles. On y donne aussi des méthodes simples permettant de répondre aux deux questions principales qui intéressent les gestionnaires et concepteurs de ces structures : quelle est la probabilité de formation d'un embâcle ? Et quelle serait alors la surcote de niveau induite ?

Le Chapitre 4 compile finalement des recommandations vis à vis de la gestion du risque d'embâcle. On aborde rapidement la solution la plus efficace : le retrait ou l'adaptation des verrous hydrauliques bloquant le passage du bois flottant. La thématique des différentes mesures permettant le piégeage du bois flottant est ensuite plus longuement développée, fournissant des recommandations détaillées pour la conception des ouvrages les plus classiques. Le dernier mode de gestion concerne plutôt la gestion à l'échelle du bassin versant, notamment par l'entretien. La préparation de ce guide a été l'occasion de traduire le protocole d'aide à la décision proposé par WOHL et al. (2019) pour guider la gestion du bois flottant.

Ce guide vise à fournir un aperçu de l'état des connaissances actuelles sur la question des sources, du transport et du dépôt du bois flottant. Il tente de fournir autant d'éléments que possible de la connaissance disponible vis à vis des interactions entre bois flottant et ouvrages. Nous espérons qu'il aidera la conception d'ouvrages plus transparents et résilients, mais aussi à mener des analyses et diagnostics plus fins d'un processus naturel complexe et peu observé.
Bibliographie

ABBE, T. B. et D. R. MONTGOMERY (mar. 2003). "Patterns and processes of wood debris accumulation in the Queets river basin, Washington". en *Geomorphology* 51.1-3, p. 81-107. ISSN : 0169555X. DOI : 10.1016/S0169-555X(02)00326-4.

ABBE, T. B., D. R. MONTGOMERY et C. PETROFF (1997). "Design of stable in-channel wood debris structures for bank protection and habitat restoration: an example from the Cowlitz River, WA". *Proceedings of the Conference on Management Disturbed by Channel Incision, University of Mississippi, Oxford, USA*. T. 16.

ADDY, S. et M. E. WILKINSON (2019). "Representing natural and artificial in-channel large wood in numerical hydraulic and hydrological models". *Wiley Interdisciplinary Reviews: Water* 6.6, e1389. DOI : 10.1002/wat2.1389.

ADIS, J. et W. J. JUNK (avr. 2002). "Terrestrial invertebrates inhabiting lowland river floodplains of Central Amazonia and Central Europe: a review: Terrestrial invertebrates of floodplains". en *Freshwater Biology* 47.4, p. 711-731. ISSN : 00465070. DOI : 10.1046/j.1365-2427.2002.00892.x.

AE-RMC (2016). *Délimiter l'espace de bon fonctionnement des cours d'eau*. Rapp. tech. Agence de l'eau Rhône Méditerranée Corse. URL : https://www.eaurmc.fr/upload/docs/application/pdf/2017-05/2016-guide-ebf-cours-d-eau-hdef.pdf.

AERMC (2019). *Les rivieres en tresses - éléments de connaissance*. Rapp. tech. Agence de l'Eau Rhône Méditerranée Corse, p. 118. URL : https://www.eaurmc.fr/jcms/pro_96083/fr/guide-riviere-en-tresses.

ARGILIER, C., B. AUGEARD, J. BAUDOIN, P. BEAUDELAIN POULAIN, G. BEAUJEU, J. BELLIER, F. BENHASSEN, D. BOLZAN, S. BOULIGAND, X. BOURRAIN, G. BOURGUETOU, E. BREUGNOT, J. CHATELAIN, C. CHAUVIN, O. COULON, S. COUPRIE, C. COURTIN, P. DANIS, J. DAUPHIN, M. DE BASQUIAT, F. DELMAS, S. DEMBSKI, G. DEMORTIER, A. DERACO, C. DIANOUX, E. DUBOIS, J. GAUTIER, B. GENIN, O. GRAS, J. GRESSER, S. GRIVEL, C. HALKETT, G. HIELARD, F. HISSEL, S. JOURDAN, K. KREUTZENBERGER, C. LAPLACE-TREYTURE, M. LE LOARER, A. LEQUIEN, C. LESNIAK, A. LHOSTE, S. LUCET, P. MANGEOT, J. MATTE, G. MEDEREL, G. MELUN, O. MONNIER, A. MOULLAMA, J. MOY, L. NAVARRO, M. NICHELATTI, M. NICOLAI, A. PELLET, B. PELLET, D. PONT, C. REILHES, S. REY, Y. REYJOL, M. RHONE, N. ROSET, S. SCHAAN, E. SEIGNEUR, F. SIBIEN, S. STOFFEK, S. TELLIER, B. TERRIER, C. TIXIER, P. USSEGLIO et A. VIVIER (2016). *Guide technique relatif à l'évaluation de l'état des eaux de surface continentales (cours d'eau, canaux, plans d'eau)*. Rapp. tech. Irstea, p. 106. URL : https://hal.inrae.fr/hal-02603509.

ARNAUD, P., Y. AUBERT, D. ORGANDE, P. CANTET, C. FOUCHIER et N. FOLTON (avr. 2014). "Estimation de l'aléa hydrométéo-
rologique par une méthode par simulation : la méthode SHYREG : présentation – performances – bases de données". *La
Houille Blanche* 2. Publisher: EDP Sciences, p. 20-26. DOI : 10.1051/lhb/2014012.

ARSÉNIO, P., P. M. RODRÍGUEZ-GONZÁLEZ, I. BERNEZ, F. S. DIAS, M. N. BUGALHO et S. DUFOUR (2020). "Riparian vegetation restoration: Does social perception reflect ecological value?" *River Research and Applications* 36.6, p. 907-920. DOI : 10.1002/rra.3514.

BALLINGER, A., R. M. NALLY et P. S. LAKE (2009). "Decay state and inundation history control assemblage structure of log-dwelling invertebrates in floodplain forests". en *River Research and Applications*, n/a-n/a. ISSN : 15351459, 15351467. DOI : 10.1002/rra.1254. URL : https://onlinelibrary.wiley.com/doi/10.1002/rra.1254 (visité le 12/01/2022).

BÉNET, L., G. DE CESARE et M. PFISTER (2021). "Reservoir level rise under extreme driftwood blockage at ogee crest". *Journal of Hydraulic Engineering* 147.1, p. 04020086. DOI : 10.1061/(ASCE)HY.1943-7900.0001818.

BERGMEISTER, K., J. SUDA, J. HÜBL et F. RUDOLF-MIKLAU (2009). *Schutzbauwerke gegen Wildbachgefahren: Grundlagen, Entwurf und Bemessung, Beispiele*. Ernst & Sohn. DOI : 10.1002/9783433600283.

BEZZOLA, G. R., H. SIGG et D. LANGE (2004). "Driftwood retention works in Switzerland [Schwemmholzrückhalt in der Schweiz]". *INTERPRAEVENT Conference Proceedings*. T. VII. (in German), p. 29-40. URL : http://www.interpraevent.at/palm-cms/upload_files/Publikationen/Tagungsbeitraege/2004_3_VII-29.pdf.

BOCCHIOLA, D., M. C. RULLI et R. ROSSO (2006). "Transport of large woody debris in the presence of obstacles". *Geomorphology* 76.1-2, p. 166-178. DOI : 10.1016/j geomorph.2005.08.016.
BOULTON, A. J. et L. N. LLOYD (juin 1992). "Flooding frequency and invertebrate emergence from dry floodplain sediments of the river murray, Australia". en *Regulated Rivers: Research & Management* 7.2, p. 137-151. ISSN: 08869375, 10991646. DOI: 10.1002/rrr.3450070203.

BOYER, M. (1998). *Bassin Rhône Méditerranée Corse - Guide Technique n° 1 - La Gestion des Boisements de Rivières - Fascicule 1: Dynamique et Fonctions de la Ripisylve*. Rapp. tech. Agence de l'eau Rhône Méditerranée Corse, p. 45.

— (2008). *Plan d'Entretien des Cours d'Éau - Cahier Méthodologique*. Rapp. tech. République et Canton de Genève, p. 85.

BRADLEY, J. B., D. L. RICHARDS et C. D BAHNER (2005). *Debris control structures: Evaluation and countermeasures*. Rapp. tech. FHWA-IF-04-016. U.S. Dept. of Transportation, Federal Highway Administration. URL: https://www.fhwa.dot.gov/engineering/hydraulics/pubs/04016/hec09.pdf.

BROOKS, A. P., T. ABBE, T COHEN, N MARSH, S MIKA, A BOULTON, T BRODERICK, D BORG et I RUTHERFURD (2006). *Design guidelines for the reintroduction of wood into Australian streams*. Land & Water Australia, Canberra. URL: https://reefcatchments.com.au/files/2013/02/Design-Guideline-for-the-reintroduction-of-wood-into-Australian-streams1.pdf (visité le 15/03/2022).

BRUNNER, G. W. (2008). *HEC-RAS river analysis system: hydraulic reference manual*. US Army Corps of Engineers, Institute for Water Resources.

BUJOCZEK, L., J. SZEWCZYK et M. BUJOCZEK (2018). "Deadwood volume in strictly protected, natural, and primeval forests in Poland". *European Journal of Forest Research* 137.4, p. 401-418. DOI: 10.1007/s10342-018-1124-1.

BÜTLER, R., T. LACHAT, D. KRAUS et L. LARRIEU (2020). *Guide de poche des dendromicrohabitats. Description et seuils de grandeur pour leur inventaire*. français (disponible en Allemand, anglais, espagnol). Birmensdorf, Suisse: Institut fédéral de recherches WSL, p. 59. URL: https://www.wsl.ch/fr/publications/guide-de-poche-des-dendromicrohabitats-description-et-seuils-de-grandeur-pour-leur-inventaire.html (visité le 28/03/2022).

CAMIRÉ, G. F., G. PITON et S. SCHWINDT (2019). "Hydrogeomorphology and steep creek hazard mitigation lexicon: French, English and German". *International Conference on Debris-Flow Hazards Mitigation: Mechanics, Prediction, and Assessment*, p. 589-596. DOI: 10.25676/11124/173167.

CARLADOUS, S., G. PITON, D. KUSS, G. CHARVET, R. PAULHE, M. MOREL et Y QUEFFÉLÉAN (2021). "Chap. 13: French Experience with Open Check Dams: Inventory and Lessons Learnt Through Adaptive Management". *Check Dam Construction for Sustainable Watershed Management and Planning*. Wiley Online Library.

CATEAU, E., L. LARRIEU, D. VALLAURI, J.-M. SAVOIE, J. TOUROULT et H. BRUSTEL (jan. 2015). "Ancienneté et maturité: deux qualités complémentaires d'un écosystème forestier". fr. *Comptes Rendus Biologies* 338.1, p. 58-73. ISSN: 16310691. DOI: 10.1016/j.crvi.2014.10.004. (Visité le 26/01/2022).

CERATO, M. et R. COALI (1997). "Open Check Dams in the Italian Alps". *Structural engineering international* 7.2, p. 89-91. DOI: 10.2749/101686697780495157.

CFBR (2013). *Recommandations pour le dimensionnement des évacuateurs de crues de barrages [Dam spillway design guidelines]*. Français et English. Sous la dir. de {GROUPE DE TRAVAIL DIMENSIONNEMENT DES ÉVACUATEURS DE CRUES DE BARRAGES). Comité Français des Barrages et Réservoirs. 328 p. ISBN: 979-10-96371-00-6. URL: http://www.barrages-cfbr.eu/IMG/pdf/recommandations_cfbr_2013_evc.pdf (visité le 22/10/2019).

CISLAGHI, A., E. RIGON, M. A. LENZI et G. B. BISCHETTI (2018). "A probabilistic multidimensional approach to quantify large wood recruitment from hillslopes in mountainous-forested catchments". *Geomorphology* 306, p. 108-127. ISSN: 0169555X. DOI: 10.1016/j geomorph.2018.01.009.

COMITI, F., A. LUCÍA et D. RICKENMANN (2016). "Large wood recruitment and transport during large floods: A review". *Geomorphology* 269, p. 17. ISSN: 0169555X. DOI: 10.1016/j geomorph.2016.06.016.

COMITI, F. (2012). "How natural are Alpine mountain rivers? Evidence from the Italian Alps". *Earth Surface Processes and Landforms* 37.7, p. 693-707. DOI: 10.1002/esp.2267.

COMITI, F., V. D'AGOSTINO, M. MOSER, M. A. LENZI, F. BETTELLA, A. DELL'AGNESE, E. RIGON, S. GIUS et B. MAZZORANA (2012). "Preventing wood-related hazards in mountain basins: from wood load estimation to designing retention structures". *INTERPRAEVENT Conference Proceedings*, p. 651-662.

COUVERT, B. et B. LEFEBVRE (1994). "Contribution de modèles physiques à l'étude du charriage torrentiel". *La Houille Blanche* 3.3, p. 81-90. DOI: 10.1051/lhb/1994046.

CSB (2017). *Bois flottant aux évacuateurs de crues des barrages*. Comité Suisse des Barrages, p. 82. URL: http://www.swissdams.ch/it/publications/publications-csb/20190515_STK_Schwemmholz_Schlussbericht_FR_Final.pdf.

D'AGOSTINO, V. (2013). "Assessment of past torrential events through historical sources". *Advances in Global Change Research*. T. 47: *Dating Torrential Processes on Fans and Cones*. Sous la dir. de M. SCHNEUWLY-BOLLSCHWEILER, M. STOFFEL et F. RUDOLF-MIKLAU. Springer Netherlands. Chap. 8, p. 131-146. DOI: 10.1007/978-94-007-4336-6.

D'AGOSTINO, V., M. DEGETTO et M. RIGHETTI (2000). "Experimental investigation on open check dam for coarse woody debris control". *Dynamics of water and sediments in mountain basins*. T. 20. Quaderni di Idronomia Montana. Bios, pp. 201-212. URL: http://intra.tesaf.unipd.it/people/dagostino/Pubblicazioni/P43_2000.pdf (visité le 30/12/2020).
DE CICCO, P. N., E. PARIS, L. SOLARI et V. RUIZ-VILLANUEVA (2020). "Bridge pier shape influence on wood accumulation: Outcomes from flume experiments and numerical modelling". *Journal of Flood Risk Management*. ISSN: 1753-318X, 1753-318X. DOI: 10.1111/jfr3.12599.

DE CICCO, P. N., E. PARIS, V. RUIZ-VILLANUEVA, L. SOLARI et M. STOFFEL (2018). "In-channel wood-related hazards at bridges: A review". *River Research and Applications* 34.7, p. 617-628. ISSN: 15351459. DOI: 10.1002/rra.3300.

DELEUZE, C, F MORNEAU, J. RENAUD, Y VIVIEN, M RIVOIRE, P. SANTENOISE, F LONGUETAUD, F MOTHE, J. HERVÉ et P VALLET (2014). "Estimer le volume total d'un arbre, quelles que soient l'essence, la taille, la sylviculture, la station". *Rendez-vous Techniques ONF*, p. 22-32. URL: https://hal.archives-ouvertes.fr/hal-01143797.

DEROO, L., P. ROYET et C. POULARD (nov. 2016). "Sûreté et efficacité des barrages écrêteurs de crue". *Colloque CFBR "Sûreté des barrages et enjeux"*. Sûreté des barrages et enjeux. Colloque CFBR "Sûreté des barrages et enjeux", Chambéry, FRA, 23-11/2016 - 24/11/2016. Chambéry, France : CFBR, p. 203-221. URL: https://hal.archives-ouvertes.fr/hal-01467467.

DI STEFANO, C. et V. FERRO (août 2013). "Experimental Study of the Stage-Discharge Relationship for an Upstream Inclined Grid with Longitudinal Bars". en *Journal of Irrigation and Drainage Engineering* 139.8, p. 691-695. ISSN: 0733-9437, 1943-4774. DOI: 10.1061/(ASCE)IR.1943-4774.0000598.

— (2014). "Closure to Experimental Study of the Stage-Discharge Relationship for an Upstream Inclined Grid with Longitudinal Bars by C. Di Stefano and V. Ferro". *Journal of Irrigation and Drainage Engineering* 0.0, p. 07014028-1. DOI: 10.1061/(ASCE)IR.1943-4774.0000762.

DIEHL, T. H. (1997). *Potential drift accumulation at bridges*. FHWA-RD-97-028. U.S. Dept. of Transportation, Federal Highway Administration, p. 52. URL: http://tn.water.usgs.gov/publications/FHWA-RD-97-028/FHWA-RD-97-028.pdf.

DURAND, S. (2018). *20000 ans: ou la grande histoire de la nature*. Éditions Actes Sud.

EYSN, L., M. HOLLAUS, E. LINDBERG, F. BERGER, J.-M. MONNET, M. DALPONTE, M. KOBAL, M. PELLEGRINI, E. LINGUA, D. MONGUS et al. (2015). "A benchmark of lidar-based single tree detection methods using heterogeneous forest data from the alpine space". *Forests* 6.5, p. 1721-1747. DOI: 10.3390/f6051721.

FESQUET, F. (1997). "Un corps quasi-militaire dans l'aménagement du territoire : le corps forestier et le reboisement des montagnes méditerranéennes en France et en Italie aux XIX et XX èmes siècles". PhD Thesis. Université Paul Valéry, Montpellier III.

FURLAN, P. (2019). "Blocking probability of large wood and resulting head increase at ogee crest spillways". eng. Thèse N 9040. Thèse de doct. EPFL (Lausanne) et IST (Lisboa). 160 p. DOI: 10.5075/EPFL-THESIS-9040. URL: https://infoscience.epfl.ch/record/264198.

GASSER, E., M. SCHWARZ, A. SIMON, P. PERONA, C. PHILLIPS, J. HÜBL et L. DORREN (2019). "A review of modeling the effects of vegetation on large wood recruitment processes in mountain catchments". *Earth-Science Reviews* 194, p. 350-373. ISSN: 00128252. DOI: 10.1016/j.earscirev.2019.04.013.

GERTSCH, E. (2019). "Le bois flottant dans les rivières suisses - Pratiques de gestion". Séminaire "Le bois flottant dans les rivières urbaines : Quels risques ? Quelles connaissances ? Quelles pratiques de gestion ?" (Séminaire de restitution du projet BOIFIMU). Campus LyonTech la Doua, Villeurbanne, FRA.

GHAFFARIAN, H., D. LOPEZ, E. MIGNOT, H. PIÉGAY et N. RIVIERE (2020a). "Dynamics of floating objects at high particulate Reynolds numbers". *Physical Review Fluids* 5.5. DOI: 10.1103/PhysRevFluids.5.054307. URL: https://hal.archives-ouvertes.fr/hal-03025166.

GHAFFARIAN, H., H. PIÉGAY, D. LOPEZ, N. RIVIÈRE, B. MACVICAR, A. ANTONIO et E. MIGNOT (2020b). "Video-monitoring of wood discharge: first inter-basin comparison and recommendations to install video cameras". *Earth Surface Processes and Landforms* 45.10, p. 2219-2234. DOI: 10.1002/esp.4875.

GIBLING, M. et N. DAVIES (2012). "Palaeozoic landscapes shaped by plant evolution". *Nature Geoscience* 5.2, p. 99-105. DOI: 10.1038/ngeo1376.

GODTLAND, K et E TESAKER (1994). "Clogging of spillways by trash". *Proceedings of 18th ICOLD Congress*, Q, p. 543-557.

GSCHNITZER, T., B. GEMS, B. MAZZORANA et M. AUFLEGER (2017). "Towards a robust assessment of bridge clogging processes in flood risk management". *Geomorphology* 279, p. 128-140. ISSN: 0169555X. DOI: 10.1016/j.geomorph.2016.11.002.

GUERNE, S. (juin 2020). *Du bois mort pour une rivière vivante, comment convaincre de son utilité, comment mettre en œuvre? Exemple de valorisation du bois mort dans la renaturation des cours d'eau jurassiens*. (Réseaux Rivières TV). URL: https://www.youtube.com/watch?v=-m78D_WvJUY&list=PL3X59NnQo7KAjcliqMAfcM6dIynlrt8zQ&index=12 (visité le 15/03/2022).

GURNELL, A. (2013). "9.11 Wood in Fluvial Systems". *Treatise on Geomorphology*. Elsevier, p. 163-188. ISBN: 978-0-08-088522-3. DOI: 10.1016/B978-0-12-374739-6.00236-0. URL: https://linkinghub.elsevier.com/retrieve/pii/B9780123747396002360.

GURNELL, A., H. PIÉGAY, F. SWANSON et S. GREGORY (2002). "Large wood and fluvial processes". *Freshwater Biology* 47.4, p. 601-619. DOI: 10.1046/j.1365-2427.2002.00916.x.

GURNELL, A., J. ENGLAND et L. BURGESS-GAMBLE (2019). "Trees and wood: working with natural river processes: Trees and Wood". *Water and Environment Journal* 33.3, p. 342-352. ISSN: 17476585. DOI: 10.1111/wej.12426.
GUTZAT, F. et C. F. DORMANN (août 2018). "Decaying trees improve nesting opportunities for cavity-nesting birds in temperate and boreal forests: A meta-analysis and implications for retention forestry". en. *Ecology and Evolution* 8.16, p. 8616-8626.
ISSN: 2045-7758, 2045-7758.

GUÉRIN, S. (juin 2020). Webinaire Réseau Rivière TV LIVE#8 : Du bois mort pour une rivière vivante ! Application au bassin versant de l'Yzeron (69). (Réseaux Rivières TV). URL: https://www.youtube.com/watch?v=-m78D_WvJUY&list=PL3X59NnQo7KAjcliqMAfcM6dIynrltindex=12 (visité le 15/03/2022).

HAEHNEL, R. B. et S. F. DALY (2004). "Maximum impact force of woody debris on floodplain structures". *Journal of Hydraulic Engineering* 130.2, p. 112-120. DOI: 10.1061/(ASCE)0733-9429(2004)130:2(112).

HALL, M. (2005). *Earth Repair: A Transatlantic History of Environmental Restoration*. University of Virginia Press.

HARMON, M., J. FRANKLIN, F. SWANSON, P. SOLLINS, S. GREGORY, J. LATTIN, N. ANDERSON, S. CLINE, N. AUMEN, J. SEDELL, G. LIENKAEMPER, K. CROMACK et K. CUMMINS (1986). "Ecology of Coarse Woody Debris in Temperate Ecosystems". en. *Advances in Ecological Research*. T. 15. Elsevier, p. 133-302. ISBN: 978-0-12-013915-6. DOI: 10.1016/S0065-2504(08)60121-X.

HARTLIEB, A (2012). "Large scale hydraulic model tests for floating debris jams at spillways." *Water infinitely deformable but still limited*. Proc. of the 2nd IAHR European Congress, Topic-Damage (C18:1-6).

HARTLIEB, A. (2017). "Decisive Parameters for Backwater Effects Caused by Floating Debris Jams". *Open Journal of Fluid Dynamics* 07.4, p. 475-484. ISSN: 2165-3852, 2165-3860. DOI: 10.4236/ojfd.2017.74032.

HARTLIEB, A. et P. RUTSCHMANN (2015). *Schwemmholz in Fließgewässern-Gefahren und Lösungsmöglichkeiten. (Zugl. Habilitation)*. 133. Lehrstuhl für Wasserbau und Wasserwirtschaft, Ingenieurfakultät Bau Geo Umwelt, Technische Universität München, p. 171. URL: https://www.bgu.tum.de/fileadmin/w00blj/wb/Publikationen/Berichtshefte/Band133.pdf.

HARVEY, G. L., A. J. HENSHAW, C. PARKER et C. D. SAYER (2018). "Re-introduction of structurally complex wood jams promotes channel and habitat recovery from overwidening: Implications for river conservation". *Aquatic Conservation: Marine and Freshwater Ecosystems* 28.2, p. 395-407. ISSN: 10527613. DOI: 10.1002/aqc.2824.

ICOLD (2019). *Blockage of reservoir spillways, intakes and bottom outlets by floating debris*. Bulletin 176. International Commission On Large Dams, p. 50.

ISHIKAWA, Y. (1994). "Production and Flow Down of Floating Logs at Sreams and Disasters [in Japanese]". *Water Science* 38.1, p. 51-77. DOI: 10.20820/suirikagaku.38.1_51.

ISHIKAWA, Y. et T. MIZUYAMA (1988). "An Experimental study of permeable sediment control dams as a countermeasure against floating logs". *6th Congress Asian and Pacific Regional Division - IAHR*, p. 723-730.

JOHNSON, P. A. et S. A. SHEEDER (avr. 2013). "Controlling Debris at Bridges". *Geophysical Monograph Series*. Sous la dir. d'A. SIMON, S. J. BENNETT et J. M. CASTRO. Washington, D. C. : American Geophysical Union, p. 385-397. DOI: 10.1029/2010GM000975.

JUNK, W. J. (1997). "General Aspects of Floodplain Ecology with Special Reference to Amazonian Floodplains". *The Central Amazon Floodplain*. Sous la dir. de M. M. CALDWELL, G. HELDMAIER, O. L. LANGE, H. A. MOONEY, E.-D. SCHULZE, U. SOMMER et W. J. JUNK. T. 126. Series Title: Ecological Studies. Berlin, Heidelberg : Springer Berlin Heidelberg, p. 3-20. ISBN: 978-3-642-08214-6 978-3-662-03416-3. DOI: 10.1007/978-3-662-03416-3_1.

KIM, S.-J., D.-J. JUNG, J.-G. KANG, H.-K. YEO et J.-T. KIM (2016). "A study on the comparison and analysis of debris reduction system on small bridge". *Journal of the Korea Academia-Industrial cooperation Society* 17.3, p. 31-41. DOI: 10.5762/KAIS.2016.17.3.31.

KIMURA, I. et K. KITAZONO (2019). "Effects of the driftwood Richardson number and applicability of a 3D-2D model to heavy wood jamming around obstacles". *Environmental Fluid Mechanics*, p. 1-23. DOI: 10.1007/s10652-019-09709-6.

KOULINSKI, V. et P. RICHARD (2008). "Apports des modèles réduits pour la gestion des sédiments et des flottants en torrents et rivières torrentielles". *La Houille Blanche* 4, p. 90-97. ISSN: 0018-6368, 1958-5551. DOI: 10.1051/lhb:2008044.

LAGASSE, P., P. CLOPPER, L. ZEVENBERGEN, W. SPITZ et L. GIRARD (2010). *Effects of Debris on Bridge Pier Scour*. Pages: 22955. Washington, D.C. : Transportation Research Board. ISBN: 978-0-309-11834-7. DOI: 10.17226/22955. URL: https://www.nap.edu/catalog/22955.

LANGE, D. et G. BEZZOLA (2006). *Schwemmholz - Probleme und Lösungsansätze [Driftwood - Problems and solutions]*. Rapp. tech. 188. 125p. ISSN 0374-0056. Versuchsanstalt für Wasserbau Hydrologie und Glaziologie der Eidgenössischen Technischen Hochschule (VAW) Zürich. URL: https://ethz.ch/content/dam/ethz/special-interest/baug/vaw/vaw-dam/documents/das-institut/mitteilungen/2000-2009/188.pdf.

LASSUS, C., J. VERMEULEN, C IDELON et G GUYOT (2019). "Influence of log jam visor on flow rate at a standard spillway". *Proc.*, 38th IAHR World Congress, p. 536-546.

LAUBER, G., J. SPEERLI, W. BERTSCHI et A. HEMMI (2016). "Integrated bed-load and driftwood retention in Kien - Findings from model-based testing and the 2011 flood [Geschiebe- und Schwemmholzrückhalt Kien-Erkenntnisse aus den Modell-versuchen und dem Hochwasser 2011]". *INTERPRAEVENT Conference proceedings*. T. 1. Klagenfurt (Austria) : International Research Society INTERPRAEVENT, p. 708-717. URL: http://www.interpraevent.at/palm-cms/upload_files/ Publikationen/Tagungsbeitraege/2016_1_708.pdf (visité le 25/02/2022).
LAY, Y.-F. L. et A. RIVIÈRE-HONEGGER (2009). "Expliquer l'inondation: la presse quotidienne régionale dans les Alpes et leur piedmont (1882-2005)". *Géocarrefour* 2009.4, p. 259-270. DOI: 10.4000/geocarrefour.7555.

LE LAY, Y. F. et B. MOULIN (2007). "Les barrages face à la problématique des bois flottants : collecte, traitement et valorisation". *La Houille Blanche* 3, p. 96-103. DOI: 10.1051/lhb:2007041.

LE LAY, Y.-F., H. PIÉGAY et B. MOULIN (2013). "12.3 Wood Entrance, Deposition, Transfer and Effects on Fluvial Forms and Processes: Problem Statements and Challenging Issues". *Treatise on Geomorphology*. Elsevier, p. 20-36. ISBN: 978-0-08-088522-3. DOI: 10.1016/B978-0-12-374739-6.00320-1.

LE LAY, Y.-F., H. PIÉGAY, K. GREGORY, A. CHIN, S. DOLÉDEC, A. ELOSEGI, M. MUTZ, B. WYŻGA et J. ZAWIEJSKA (2008). "Variations in cross-cultural perception of riverscapes in relation to in-channel wood". *Transactions of the Institute of British Geographers* 33.2, p. 268-287. DOI: 10.1111/j.1475-5661.2008.00297.x.

LEFORT, P. et A. LAFFONT (2008). "Sur quelques mécanismes de la morpho-dynamique fluviale". *La Houille Blanche* 4, p. 72-82. DOI: 10.1051/lhb:2008042.

LENCASTRE, A. (1983). *Hydraulique générale*. Edition revue et augmentée, 5ème tirage de 2008. Eyrolles, p. 633.

LIEBAULT, F., A. REMAÎTRE et C PETEUIL (2013). "Géomorphologie des rivières de montagne". *Torrents et rivières de montagne - Dynamique et aménagement*. Sous la dir. d'A. RECKING, D. RICHARD et G. DEGOUTTE. (In French). QUAE. Chap. 1, p. 15-89.

LIVERS, B., K. B. LININGER, N. KRAMER et A. SENDROWSKI (2020). "Porosity problems: Comparing and reviewing methods for estimating porosity and volume of wood jams in the field". *Earth Surface Processes and Landforms* 45.13, p. 3336-3353. DOI: 10.1002/esp.4969.

LOVETT, S. et P. PRICE (2007). *Principles for riparian lands management*. Land & Water Australia. URL: http://lwa.gov.au/products/px061170.

MARSH, G. P. (1864). *Man and Nature; or, Physical geography as modified by human action*. Charles Scribner.

MASER C. and Trap, J. M. (1984). *the seen and unseen world of the fallen tree*. Anglais. USA.

MASON ET AL. (1990). *Effects of channel modifications on the hydrology of Chicod Creek basin, North Carolina*. T. 90. 4031. Department of the Interior, US Geological Survey. 83 p.

MAZZORANA, B., F. COMITI, C. VOLCAN et C. SCHERER (mar. 2011a). "Determining flood hazard patterns through a combined stochastic-deterministic approach". *Natural Hazards* 59.1. Publisher: Springer Nature, p. 301-316. DOI: 10.1007/s11069-011-9755-2.

MAZZORANA, B. et S. FUCHS (2010). "Fuzzy Formative Scenario Analysis for woody material transport related risks in mountain torrents". *Environmental Modelling & Software* 25.10, p. 1208-1224. DOI: 10.1016/j.envsoft.2010.03.030.

MAZZORANA, B, J HÜBL, A ZISCHG et A LARGIADER (2011b). "Modelling woody material transport and deposition in alpine rivers". *Natural Hazards* 56.2, p. 425-449. DOI: 10.1007/s11069-009-9492-y.

MAZZORANA, B., A. ZISCHG, A. LARGIADER et J. HÜBL (2009). "Hazard index maps for woody material recruitment and transport in alpine catchments". *Natural Hazards and Earth System Sciences* 9.1, p. 197-209. ISSN: 1684-9981. DOI: 10.5194/nhess-9-197-2009.

MIZUYAMA, T., S. ABE et K. IDO (1988). "Sediment control by Sabo Dams with Slits and/or Large Drainage Conduits". *6th Congress Asian and Pacific Regional Division - IAHR*.

MOLLES, M. C., C. S. CRAWFORD, L. M. ELLIS, H. M. VALETT et C. N. DAHM (sept. 1998). "Managed Flooding for Riparian Ecosystem Restoration". *BioScience* 48.9, p. 749-756. ISSN: 00063568, 15253244. DOI: 10.2307/1313337.

MONNET, J.-M. (2020). *lidaRtRee: Forest Analysis with Airborne Laser Scanning (Lidar) Data*. R package version 2.0.1. URL: https://gitlab.irstea.fr/jean-matthieu.monnet/lidaRtRee.

MOREL, M., G. PITON, G. EVIN et C. LE BOUTEILLER (jan. 2022). *Projet HYDRODEMO : Évaluation de l'aléa torrentiel dans les petits bassins versants des Alpes du Nord - Action 3 : Caractériser la production sédimentaire*. Research Report. INRAE. URL : https://hal.archives-ouvertes.fr/hal-03549827 (visité le 17/02/2022).

O'CONNOR, N. A. (fév. 1991). "The effects of habitat complexity on the macroinvertebrates colonising wood substrates in a lowland stream". en. *Oecologia* 85.4, p. 504-512. ISSN: 0029-8549, 1432-1939. DOI: 10.1007/BF00323762.

OFEN (2019). *Effet des bois flottants bloquant un évacuateur de crue sous des conditions extrêmes*. Rapp. tech. Office fédéral de l'énergie OFEN, p. 86.

OFEV (2019). *Bois flottant dans les cours d'eau*. Rapp. tech. Connaissance de l'environnement num 1910. Office fédéral de l'environnement, Berne, p. 100. 100 p. URL: https://www.bafu.admin.ch/dam/bafu/fr/dokumente/naturgefahren/uw-umwelt-wissen/schwemmholz-fliessgewaessern.pdf. download.pdf/fr_BAFU_UW-1910_Schwemmholz_2_GzD_12-12\%20(002).pdf.

OKAMOTO, T., H. TAKEBAYASHI, M. SANJOU, R. SUZUKI et K. TODA (sept. 2019). "Log jam formation at bridges and the effect on floodplain flow: A flume experiment". *Journal of Flood Risk Management* 13.S1. Publisher: Wiley, e12562. DOI: 10.1111/jfr3.12562.
ONF-RTM, ONF-DRN et INRAE-ETNA (fév. 2022a). *Retour d'expérience technique de la crue du 2 octobre 2020 dans la vallée de la Roya - Volet torrentiel*. Rapp. tech. V1. Nice (France) : Direction Départementale des Territoires et de la Mer des Alpes-Maritimes (DDTM06), 275+922 annexes.

— (fév. 2022b). *Retour d'expérience technique de la crue du 2 octobre 2020 dans la vallée de la Vésubie - Volet torrentiel*. Rapp. tech. V1. Nice (France) : Direction Départementale des Territoires et de la Mer des Alpes-Maritimes (DDTM06), 299+1540 annexes.

PAGLIARA, S. et I. CARNACINA (2010). "Temporal scour evolution at bridge piers: effect of wood debris roughness and porosity". *Journal of Hydraulic Research* 48.1, p. 3-13. ISSN: 0022-1686, 1814-2079. DOI: 10.1080/00221680903568592.

— (2011a). "Influence of large woody debris on sediment scour at bridge piers". *International Journal of Sediment Research* 26.2, p. 121-136. ISSN: 10016279. DOI: 10.1016/S1001-6279(11)60081-4.

— (2011b). "Influence of Wood Debris Accumulation on Bridge Pier Scour". *Journal of Hydraulic Engineering* 137.2, p. 254-261. ISSN: 0733-9429, 1943-7900. DOI: 10.1061/(ASCE)HY.1943-7900.0000289.

PANICI, D. et G. A. de ALMEIDA (2018). "Formation, growth, and failure of debris jams at bridge piers". *Water Resources Research* 54.9, p. 6226-6241. DOI: 10.1029/2017WR022177.

— (2020). "Influence of Pier Geometry and Debris Characteristics on Wood Debris Accumulations at Bridge Piers". *Journal of Hydraulic Engineering* 146.6, p. 04020041. DOI: 10.1061/(ASCE)HY.1943-7900.0001757.

PERSI, E., G. PETACCIA et S. SIBILLA (2018a). "Large wood transport modelling by a coupled Eulerian–Lagrangian approach". *Natural Hazards* 91.1, p. 59-74. DOI: 10.1007/s11069-017-2891-6.

PERSI, E., G. PETACCIA, S. SIBILLA, P. BRUFAU et P. GARCÍA-NAVARRO (2019a). "Calibration of a dynamic Eulerian-lagrangian model for the computation of wood cylinders transport in shallow water flow". *Journal of Hydroinformatics* 21.1, p. 164-179. DOI: 10.2166/hydro.2018.085.

PERSI, E., G. PETACCIA, S. SIBILLA, P. BRUFAU et J. I. GARCÍA-PALACIN (2020). "Experimental dataset and numerical simulation of floating bodies transport in open-channel flow". *Journal of Hydroinformatics* 22.5, p. 1161-1181. DOI: 10.2166/hydro.2020.029.

PERSI, E., G. PETACCIA, S. SIBILLA, J. I. GARCÍA-PALACIN, P. BRUFAU et P. GARCÍA-NAVARRO (2018b). "Calibration of a numerical model for the transport of floating wooden debris". *E3S Web of Conferences* 40. Sous la dir. d'A. PAQUIER et N. RIVIÈRE, p. 02012. ISSN: 2267-1242. DOI: 10.1051/e3sconf/20184002012. URL: https://www.e3s-conferences.org/10.1051/e3sconf/20184002012.

PERSI, E., G. PETACCIA, S. SIBILLA, A. LUCÍA, A. ANDREOLI et F. COMITI (2019b). "Numerical modelling of uncongested wood transport in the Rienz river". *Environmental Fluid Mechanics*, p. 1-20.

PETEUIL, C. et F. LIÉBAULT (2011). "ECSTReM, une méthode pratique pour prédire la production sédimentaire an-nuelle et événementielle des torrents à partir d'observations originales spécifiques aux Alpes françaises." *French. Actes du Colloque Eaux en Montagne de la Société Hydrotechnique de France*. Lyon, France, p. 6. URL: https://hal.archives-ouvertes.fr/hal-00615485/document.

PFISTER, M., L. BÉNET et G. DE CESARE (2020). "Effet des bois flottants obstruant un évacuateur de crue dans des conditions extrêmes". *Wasser, Energie, Luft-Eau, Energie, Air* 112, p. 77-83.

PFISTER, M., D. CAPOBIANCO, B. TULLIS et A. J. SCHLEISS (2013a). "Debris-Blocking Sensitivity of Piano Key Weirs under Reservoir-Type Approach Flow". *Journal of Hydraulic Engineering* 139.11, p. 1134-1141. DOI: 10.1061/(asce)hy.1943-7900.0000780.

PFISTER, M., A. J. SCHLEISS et B. TULLIS (2013b). "Effect of driftwood on hydraulic head of Piano Key weirs". *Labyrinth and Piano Key weirs II*. CRC Press/Balkema Leiden, Netherlands, p. 255-264.

PICCO, L., M. LENZI, W. BERTOLDI, F. COMITI, E. RIGON, A. TONON, A. GARCIA-RAMA, D. RAVAZZOLO et R. RAINATO (2015). "Wood in world rivers : Proceedings of the Third International Conference Wood in World Rivers 2015 - Extended Abstracts", p. 264.

PIÉGAY, H et L. MARIDET (1994). "Formations végétales arborées riveraines des cours d'eau et potentialités piscicoles". *Bulletin Français de Pêche et Pisciculture* 333, p. 125-147.

PILOTTO, F., A. BERTONCIN, G. L. HARVEY, G. WHARTON et M. T. PUSCH (2014). "Diversification of stream invertebrate communities by large wood". *Freshwater Biology* 59.12, p. 2571-2583. ISSN: 00465070. DOI: 10.1111/fwb.12454.

PITON, G., S. CARLADOUS, O. MARCO, D. RICHARD, F. LIEBAULT, A. RECKING, Y. QUEFFÉLÉAN et J. TACNET (2019a). "Usage des ouvrages de correction torrentielle et plages de dépôt : origine, état des lieux, perspectives". *La Houille Blanche* 1, p. 57-67. DOI: 10.1051/lhb/2019008.

PITON, G., S. CARLADOUS, A. RECKING, J. TACNET, F. LIEBAULT, D. KUSS, Y QUEFFÉLÉAN et O. MARCO (2019b). "Fonctions Des Barrages De Correction Torrentielle". *Cybergeo : European Journal of Geography*. Environnement, Nature, Paysage 896. URL: http://journals.openedition.org/cybergeo/32190.

PITON, G., S. DUPIRE, P. ARNAUD, A. MAS, R. MARCHAL, D. MONCOULON, C. T. et J. TACNET (2018). *DELIVERABLE 6.2 From hazards to risk: models for the DEMOs - Part 3: France: Brague catchment DEMO*. Rapp. tech. pp. 215-344. NAIAD H2020 project (Grant Agreement n° 730497). URL: https://hal.archives-ouvertes.fr/hal-03026632v1.
PITON, G., S. MEJEAN, H. BELLOT, J. LE GUERN, C. CARBONARI et A. RECKING (2016). "Bed-load trapping in open check dam basins measurments of flow velocities and depositions patterns". *INTERPRAEVENT Conference proceedings*. Sous la dir. de G. KOBOLTSCHNIG. Klagenfurt (Austria) : International Research Society INTERPRAEVENT, p. 808-817. URL : https://hal.archives-ouvertes.fr/hal-01390582.

PITON, G., A. R. CERON MAYO et S. LAMBERT (2022). "Small Scale Modelling of Flexible Barriers. II: Interaction with Large Wood". *Journal of Hydraulic Engineering*.

PITON, G., T. HORIGUCHI, L. MARCHAL et S. LAMBERT (2020). "Open check dams and large wood: head losses and release conditions". *Natural Hazards and Earth System Sciences* 20.12, p. 3293-3314. DOI : 10.5194/nhess-20-3293-2020.

PITON, G., L. MARCHAL et S. LAMBERT (2019c). "Etude des interactions barrages filtrants / transport de flottants et risque de relargage - étude expérimentale des ouvrages rigides", p. 64. URL : https://hal.archives-ouvertes.fr/hal-02515247/.

PITON, G. et A. RECKING (2015). "Design of Sediment Traps with Open Check Dams. I: Hydraulic and Deposition Processes". *Journal of Hydraulic Engineering* 142.2, p. 04015045. ISSN : 0733-9429, 1943-7900. DOI : 10.1061/(ASCE)HY.1943-7900.0001048.

— (2016). "Design of Sediment Traps with Open Check Dams. II: Woody Debris". *Journal of Hydraulic Engineering* 142.2, p. 04015046. ISSN : 0733-9429, 1943-7900. DOI : 10.1061/(ASCE)HY.1943-7900.0001049.

PITON, G. et J.-M. TACNET (2020). *Risque d'inondation dans le bassin de la Brague (Alpes-Maritimes): ré-analyse de l'évènement d'Octobre 2015 à l'aide de la méthode du FEV*. Note de synthèse. URL : https://hal.archives-ouvertes.fr/hal-02866215.

POLIT, J. I. et S. BROWN (déc. 1996). "Mass and nutrient content of dead wood in a central Illinois floodplain forest". en *Wetlands* 16.4, p. 488-494. ISSN : 0277-5212, 1943-6246. DOI : 10.1007/BF03161338.

PULETTI, N., R. CANULLO, W. MATTIOLI, R. GAWRYŚ, P. CORONA et J. CZEREPKO (2019). "A dataset of forest volume deadwood estimates for Europe". *Annals of Forest Science* 76.3, p. 68.

RICKENMANN, D. (1997). "Schwemmholz und hochwasser". *Wasser Energie Luft* 89.5/6, p. 115-119.

RICKLI, C., A. BADOUX, D. RICKENMANN, N. STEEB et P. WALDNER (2018). "Large wood potential, piece characteristics, and flood effects in Swiss mountain streams". *Physical Geography*, p. 1-23. ISSN : 0272-3646, 1930-0557. DOI : 10.1080/02723646.2018.1456310. URL : https://www.tandfonline.com/doi/full/10.1080/02723646.2018.1456310.

RIMBÖCK, A (2004). "Design of rope net barriers for woody debris entrapment. Introduction of a design concept". *International Symposium Interpraevent*, p. 265-276.

RIMBÖCK, A et T. STROBL (2001). "Schwemmholzpotenzial und Schwemmholzrückhalt am Beispiel Partnach / Ferchenbach (Oberbayern) [Woody debris Potential and woody debris entrapment exemplified by Partnach / Ferchenbach (upper Bavaria)]". *Wildbach und Lawinenverbau* 145, p. 15-27.

ROYET, P., G. DEGOUTTE, L. PEYRAS, J. LAVABRE et F. LEMPERRIÈRE (2010). "Cotes et crues de protection, de sûreté et de danger de rupture". *La Houille Blanche* 2, p. 51-57. DOI : 10.1051/lhb/2010018.

RUDOLF-MIKLAU, F. et J. HÜBL (2010). "Managing risks related to drift wood (woody debris)". *INTERPRAEVENT Conference Proceedings*, p. 868-878. URL : http://www.interpraevent.at/palm-cms/upload_files/Publikationen/Tagungsbeitraege/2010_868.pdf.

RUIZ-VILLANUEVA, V. (2020). "Keynote Lecture - When a Tree Falls in a River... a Cascade Process Begins". [Online] 10th International Conference on Fluvial Hydraulics (River Flow 2020). Campus LyonTech la Doua, Villeurbanne, FRA. URL : https://www.iahr.org/index/video/92?_s=09.

RUIZ-VILLANUEVA, V., J. M. BODOQUE, A. DÍEZ-HERRERO et E. BLADÉ (2014a). "Large wood transport as significant influence on flood risk in a mountain village". *Natural Hazards* 74.2, p. 967-987. ISSN : 0921-030X, 1573-0840. DOI : 10.1007/s11069-014-1222-4.

RUIZ-VILLANUEVA, V., A DÍEZ-HERRERO, J. BALLESTEROS et J. BODOQUE (2014b). "Potential large woody debris recruitment due to landslides, bank erosion and floods in mountain basins: a quantitative estimation approach". *River Research and Applications* 30.1, p. 81-97. DOI : 10.1002/rra.2614.

RUIZ-VILLANUEVA, V., H. PIÉGAY, V. GAERTNER, F. PERRET et M. STOFFEL (mai 2016a). "Wood density and moisture sorption and its influence on large wood mobility in rivers". en *CATENA* 140, p. 182-194. DOI : 10.1016/j.catena.2016.02.001.

RUIZ-VILLANUEVA, V., V. SCORPIO, A. BACHMANN, G. BROUSSE, M. CAVALLI, F. COMITI, S. CREMA, E. FERNÁNDEZ, G. FURDADA, H. HAJDJKIEWICZ, L. HUNZINGER, A. LUCÍA, L. MARCHI, A. MORARU, H. PIÉGAY, G. PITON, D. RICKENMANN, M. RIGHINI, N. SURIAN, R. YASSINE et B. WYŽGA (2022). "Channel widening in mountain and foothills areas during floods: insights from a European meta-analysis". in preparation.

RUIZ-VILLANUEVA, V., E. BLADÉ, M. SÁNCHEZ-JUNY, B. MARTI-CARDONA, A. DÍEZ-HERRERO et J. M. BODOQUE (2014c). "Two-dimensional numerical modeling of wood transport". *Journal of Hydroinformatics* 16.5, p. 1077-1096. ISSN : 1464-7141, 1465-1734. DOI : 10.2166/hydro.2014.026.

RUIZ-VILLANUEVA, V., E. B. CASTELLET, A. DÍEZ-HERRERO, J. M. BODOQUE et M. SÁNCHEZ-JUNY (2013). "Two-dimensional modelling of large wood transport during flash floods". *Earth Surface Processes and Landforms* 39.4, p. 438-449. DOI : 10.1002/esp.3456.
RUIZ-VILLANUEVA, V., A. DÍEZ-HERRERO, J. A. GARCÍA, A. OLLERO, H. PIÉGAY et M. STOFFEL (2018). "Does the public's negative perception towards wood in rivers relate to recent impact of flooding experiencing?" *Science of the Total Environment* 635, p. 294-307.

RUIZ-VILLANUEVA, V., C GAMBERINI, E BLADÉ, M. STOFFEL et W BERTOLDI (2020). "Numerical Modeling of Instream Wood Transport, Deposition, and Accumulation in Braided Morphologies Under Unsteady Conditions: Sensitivity and High-Resolution Quantitative Model Validation". *Water Resources Research* 56.7, e2019WR026221. DOI: 10.1029/2019WR026221.

RUIZ-VILLANUEVA, V., B. MAZZORANA, E. BLADÉ, L. BÜRKLI, P. IRIBARREN-ANACONA, L. MAO, F. NAKAMURA, D. RAVAZZOLO, D. RICKENMANN, M. SANZ-RAMOS, M. STOFFEL et E. WOHL (2019). "Characterization of wood-laden flows in rivers". *Earth Surface Processes and Landforms* 44.9, p. 16. ISSN: 01979337. DOI: 10.1002/esp.4603.

RUIZ-VILLANUEVA, V., H. PIÉGAY, A. M. GURNELL, R. A. MARSTON et M. STOFFEL (2016b). "Recent advances quantifying the large wood dynamics in river basins: New methods and remaining challenges". *Reviews of Geophysics* 54.3, p. 611-652. DOI: 10.1002/2015RG000514.

RUIZ-VILLANUEVA, V., B. WYŽGA, P. MIKUŠ, H. HAJDUKIEWICZ et M. STOFFEL (2016c). "The role of flood hydrograph in the remobilization of large wood in a wide mountain river". *Journal of Hydrology* 541, p. 330-343. DOI: 10.1016/j.jhydrol.2016.02.060.

RUIZ-VILLANUEVA, V., B. WYŽGA, J. ZAWIEJSKA, M. HAJDUKIEWICZ et M. STOFFEL (2016d). "Factors controlling large-wood transport in a mountain river". *Geomorphology* 272, p. 21-31. DOI: 10.1016/j geomorph.2015.04.004.

RUIZ-VILLANUEVA, V., B. WYŽGA, H. HAJDUKIEWICZ et M. STOFFEL (2016e). "Exploring large wood retention and deposition in contrasting river morphologies linking numerical modelling and field observations". *Earth Surface Processes and Landforms* 41.4, p. 446-459. ISSN: 01979337. DOI: 10.1002/esp.3832.

RUIZ-VILLANUEVA, V., B. WYŽGA, P. MIKUŠ, M. HAJDUKIEWICZ et M. STOFFEL (2017). "Large wood clogging during floods in a gravel-bed river: the Długopole bridge in the Czarny Dunajec River, Poland: Large wood clogging during floods". *Earth Surface Processes and Landforms* 42.3, p. 516-530. ISSN: 01979337. DOI: 10.1002/esp.4091.

SABO DIVISION (2000). *Guideline for Driftwood Countermeasures*. Ministry of Construction. Japan, p. 42. URL: http://www.sabo-int.org/guideline/pdf/driftwoodCountermeasureGuideline.pdf.

SCHALKO, I., C. LAGEDER, L. SCHMOCKER, V. WEITBRECHT et R. M. BOES (2019a). "Laboratory Flume Experiments on the Formation of Spanwise Large Wood Accumulations: Part II-Effect on local scour". *Water Resources Research* 55.6, p. 4871-4885. ISSN: 00431397. DOI: 10.1029/2019WR024789. URL: http://doi.wiley.com/10.1029/2019WR024789.

SCHALKO, I., C. LAGEDER, L. SCHMOCKER, V. WEITBRECHT et R. BOES (2019b). "Laboratory flume experiments on the formation of spanwise large wood accumulations Part I: Effect on backwater rise". *Water Resources Research*, 2018WR024649. ISSN: 0043-1397, 1944-7973. DOI: 10.1029/2018WR024649.

SCHALKO, I., L. SCHMOCKER, V. WEITBRECHT et R. M. BOES (2019c). "Laboratory study on wood accumulation probability at bridge piers". *Journal of Hydraulic Research*, p. 1-16. ISSN: 0022-1686, 1814-2079. DOI: 10.1080/00221686.2019.1625820. URL: https://www.tandfonline.com/doi/full/10.1080/00221686.2019.1625820.

SCHMOCKER, L. et W. H. HAGER (2011). "Probability of Drift Blockage at Bridge Decks". *Journal of Hydraulic Engineering* 137.4, p. 470-479. ISSN: 0733-9429, 1943-7900. DOI: 10.1061/(ASCE)HY.1943-7900.0000319.

— (2013). "Scale Modeling of Wooden Debris Accumulation at a Debris Rack". *Journal of Hydraulic Engineering* 139.8, p. 827-836. ISSN: 0733-9429, 1943-7900. DOI: 10.1061/(ASCE)HY.1943-7900.0000714.

SCHMOCKER, L. et V. WEITBRECHT (2013). "Driftwood: Risk Analysis and Engineering Measures". *Journal of Hydraulic Engineering* 139.7, p. 683-695. ISSN: 0733-9429, 1943-7900. DOI: 10.1061/(ASCE)HY.1943-7900.0000728.

SCHOOR, M., W. LIEFVELD, H van RHEEDE, A SIEBEN, P. DUIJN, A KLINK, L. DIONISIO PIRES et W BLAAUWENDRAAT (2015). "Reintroduction of large woody debris in navigable rivers: a pilot study to stimulate biodiversity within safety constraints". *Proceedings of the Third International Conference Wood in World Rivers*, p. 33-35.

SEDALP (2015). *Work Package 6 - Interactions with structures*. Rapp. tech. WP6 Final Report. Alpine Space European project. URL: http://www.sedalp.eu/download/reports.shtml.

SLAGHT, J. C., S. G. SURMACH et R. GUTIÉRREZ (oct. 2013). "Riparian old-growth forests provide critical nesting and foraging habitat for Blakiston's fish owl Bubo blakistoni in Russia". en *Oryx* 47.4, p. 553-560. ISSN: 0030-6053, 1365-3008. DOI: 10.1017/S0030605312000956.

SPREITZER, G., J. TUNNICLIFFE et H. FRIEDRICH (2020). "Porosity and volume assessments of large wood (LW) accumulations". *Geomorphology*, p. 107122.

STEEB, N., D. RICKENMANN, A. BADOUX, C. RICKLI et P. WALDNER (2017). "Large wood recruitment processes and transported volumes in Swiss mountain streams during the extreme flood of August 2005". *Geomorphology* 279, p. 112-127. DOI: 10.1016/j geomorph.2016.10.011.

STOCKSTILL, R. L., S. F. DALY et M. A. HOPKINS (2009). "Modeling floating objects at river structures". *Journal of Hydraulic Engineering* 135.5, p. 403-414. DOI: 10.1061/(ASCE)0733-9429(2009)135:5(403).
STURM, T., I. ABID, B. MELVILLE, X. XIONG, T. STOESSER, B. F. BUGALLO, K. V. CHUA, S. ABT et S. HONG (2018). *Combining individual scour components to determine total scour*. Rapp. tech. Washington, D.C. DOI: 10.17226/22955. URL: https://www.nap.edu/catalog/25046.

SUTFIN, N., B. LIVERS et E. WOHL (2015). "Large wood-induced storage of sediment and organic carbon in mountainous streams of the Colorado Rocky Mountains, U.S.A." *Proceedings of the Third International Conference Wood in World Rivers*, p. 43-48.

THEVENET, A. (1998). "Intérêt des débris ligneux grossiers pour les poissons dans les grandes rivières : pour une prise en compte de leur dimension écologique dans la gestion des cours d'eau". Thèse de doctorat dirigée par Statzner, Bernhard Sciences Lyon 1 1998. Thèse de doct., 1 vol. (111 p.) URL: http://www.theses.fr/1998LY010168.

UCHIOGI, T., J SHIMA, H TAJIMA et Y ISHIKAWA (1996). "Design methodes for woody-debris entrapment". *INTERPRAEVENT Conference Proceedings*, p. 279-288.

URABE, H. et S. NAKANO (1998). "Contribution of woody debris to trout habitat modification in small streams in secondary deciduous forest, northern Japan". *Ecological Research* 13.3, p. 335-345.

WALLERSTEIN, N., S. ARTHUR et J. BLANC (2013). *Culvert design and operation guide supplementary technical note on Understanding blockage risks*. Rapp. tech. CIRIA-C720. Heriot-Watt University.

WALLERSTEIN, N. et C. THORNE (2004). "Influence of large woody debris on morphological evolution of incised, sand-bed channels". *Geomorphology* 57.1-2, p. 53-73.

WELBER, M., W. BERTOLDI et M. TUBINO (2013). "Wood dispersal in braided streams: Results from physical modeling". *Water Resources Research* 49.11, p. 7388-7400. ISSN: 00431397. DOI: 10.1002/2013WR014046.

WOHL, E. (2017). "Bridging the gaps: An overview of wood across time and space in diverse rivers". *Geomorphology* 279, p. 3-26.

WOHL, E., D. N. SCOTT et S. E. YOCHUM (2019). "Managing for large wood and beaver dams in stream corridors". *Gen. Tech. Rep. RMRS-GTR-404*. Fort Collins, CO: US Department of Agriculture, Forest Service, Rocky Mountain Research Station. 137 p. 404. URL: https://www.srs.fs.usda.gov/pubs/59331.

YASSINE, R. (2020). "Evaluation de l'efficience probable d'un projet de restauration fonctionnelle et durable d'un cours d'eau." Thèse de doct. Univ. Toulouse. URL: http://www.theses.fr/s170742.

ZHANG, Z., H. GHAFFARIAN, B. MACVICAR, L. VAUDOR, A. ANTONIO, K. MICHEL et H. PIÉGAY (2021). "Video monitoring of in-channel wood: from flux characterization and prediction to recommendations to equip stations". *Earth Surface Processes and Landforms*. DOI: 10.1002/esp.5068.

ZISCHG, A. P., N. GALATIOTO, S. DEPLAZES, R. WEINGARTNER et B. MAZZORANA (2018). "Modelling spatiotemporal dynamics of large wood recruitment, transport, and deposition at the river reach scale during extreme floods". *Water* 10.9, p. 1134.

ZOLLINGER, F. (1983). "Die Vorgänge in einem Geschiebeablagerungsplatz (ihre Morphologie und die Möglichkeiten einer Steuerung)". (In German). Thèse de doct. ETH Zürich. URL: https://doi.org/10.3929/ethz-a-000318964.

ÖWAV (2021). *Holz in und an Fließgewässern - Wildholzmanagement*. German. Rapp. tech. ÖWAV-Arbeitsbehelf 63. Wien, AUT.: Österreichischen Wasser- und Abfallwirtschaftsverbandes (ÖWAV), p. 114. URL: https://www.oewav.at/Publikationen?current=410953&mode=form (visité le 25/02/2022).
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