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1.   INTRODUCTIONÀ une époque encore récente, la rupture occasionnelle d’une digue de retenue de résidus miniersétait cons...
Au Québec, où l’on dénombre 144 digues de retenue de résidus miniers (dont plus de la moitiéont une hauteur supérieure à 1...
Tableau 1. Exemples de cas de rupture majeure survenus au cours des 10 dernières années(informations tirées du site http:/...
2 sept. 95   Placer, Surigao    Rupture des fondations d’une digue; 50,000 m3 de résidus             del Norte,         dé...
Tableau 2. Description des principales causes d’instabilité des ouvrages de retenue construits pourl’entreposage de résidu...
Il faut notamment considérer ici que les méthodes de construction impliquent souventl’utilisation de rejets miniers dans l...
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Tableau 7. Exemple de classification de digues selon l’envergure et le danger potentiel (adapté deDME, 1999).        Facte...
Tableau 8. Valeurs du facteur de sécurité suggérées pour les analyses de stabilité des digues deretenue pour les résidus m...
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Une partie des roches stériles est produite au début des opérations de développement de la mine,avant le début de l’activi...
•    Les variations perceptibles du climat qui ajoutent aux incertitudes pour l’estimation et le     contrôle des niveaux ...
AUBERTIN, M., MBONIMPA, M., BUSSIÈRE, B., et CHAPUIS, R.P. (2001). « A physically-based  model to predict the water retent...
DAVIES, M.P. et LIGHTHALL, P.C. (2001). « Geotechnical aspects of several recent mine tailings   impoundment failures ». 5...
GOMES, R.C., PEREIRA, E.L., RIBEIRO, L.F.M., et DA SILVA, J.T.G. (2002). « Evaluation of  liquefaction potential of fine g...
MAC. (1998). « Un guide de gestion de parcs à résidus miniers ». Septembre 1998. The Mining  Association of Canada / L’Ass...
VANAPALLI, S.K., FREDLUND, D.G., PUFAHL, D.E., et CLIFTON, A.W. (1996). « Model for the   prediction of shear strength wit...
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  1. 1. STABILITÉ GÉOTECHNIQUE DES OUVRAGES DE RETENUE POUR LES RÉSIDUS MINIERS: PROBLÈMES PERSISTANTS ET MÉTHODES DE CONTRÔLE Michel Aubertin1,2,* , Mamert Mbonimpa1,2, Darcy Jolette1, Bruno Bussière2,3, Robert Chapuis1, Michael James1, Olivier Riffon1 1 École Polytechnique de Montréal, Montréal, Québec 2 Chaire industrielle CRSNG Polytechnique-UQAT, Environnement et gestion des rejets miniers 3 Université du Québec en Abitibi-Témiscamingue, Rouyn-Noranda, Québec * Auteur pour la correspondance (michel.aubertin@polymtl.ca)RÉSUMÉLes digues de retenue de résidus miniers devraient être conçues de façon à supporter les chargesles plus défavorables qui puissent être anticipées. Les nombreux incidents survenus au cours desdernières années à travers le monde montrent toutefois que la stabilité de ces ouvrages resteencore problématique. Les cas de rupture les plus courants sont reliés aux glissements le long despentes, à la liquéfaction des rejets, au débordement des bassins, ainsi qu’à lérosion régressive etde surface. Après avoir rappelé la nature et l’importance des certains incidents récents, l’originede ces problèmes est brièvement présentée. On aborde ensuite le lien entre les critères à adopterpour la conception des ouvrages et les risques associés à leur rupture. De nouvelles avenues pouraider à contrôler certains problèmes sont enfin discutées, en mettant l’emphase sur la co-disposition des roches stériles dans le parc à résidus miniers.ABSTRACTTailings dams should be designed to support the most unfavourable loads that can be anticipated.However, the many incidents which occurred during the last few years throughout the worldshow that the stability of these retaining structures remains problematic. The most common casesof failure are caused by slips along the slopes, loose tailings liquefaction, overflow of ponds, andby regressive and surface erosion. After having recalled the nature and importance of some recentincidents, the origin of these problems is briefly mentioned. Then, the relationship that existsbetween the design criteria and the risks associated with dam failure is also presented. Newalternatives to help control these problems are finally discussed, with an emphasis on the co-disposal of waste rocks in tailings impoundments. 1
  2. 2. 1. INTRODUCTIONÀ une époque encore récente, la rupture occasionnelle d’une digue de retenue de résidus miniersétait considérée comme un des risques incontournables, malheureux mais acceptables, découlantdes activités minières (Glos, 1999). Ce n’est certainement plus le cas de nos jours. Un certainnombre d’incidents récents sont d’ailleurs devenus des événements très médiatisés, ayant attirél’attention du public, des organismes réglementaires, des associations professionnelles et del’industrie minière en général. Les préoccupations croissantes à cet égard sont justifiées car larupture d’une digue peut engendrer des conséquences graves pour la sécurité des personnes et desinfrastructures. Les instabilités majeures représentent également des situations critiques d’unpoint de vue légal et économique, et elles sont susceptibles de causer des torts considérables àl’environnement. En outre, il ne faut pas non plus minimiser les effets négatifs que de telsévénements peuvent avoir sur l’image de l’entreprise et de l’industrie minière en général, et sur ladisponibilité des fonds requis pour les opérations auprès des organismes financiers. Mais malgréces retombées négatives, on a relevé au cours des dernières années, plusieurs incidents, un peupartout dans le monde, impliquant une instabilité des ouvrages de retenue des résidus miniers.Plusieurs de ces événements sont d’ailleurs documentés dans la littérature spécialisée (e.g. Vick,1996, 1997; Haile, 1997; Blight, 1997; Davies et Lighthall, 2001; Hoskins, 2001; CIGB 2001;Strachan, 2002; Fahey et al., 2002), tout comme dans les média grand public (voir par exemplel’article paru dans le Globe and Mail en mai 1998).La persistance de ces problèmes de nature géotechnique est assez surprenante puisque les rétro-analyses des événements antérieurs démontrent clairement que presque tous les cas peuvent êtreexpliqués par des principes classiques bien connus dans le domaine. Une applicationsystématique des connaissances appropriées aurait alors suffit pour prévenir la majorité desincidents observés (Davies, 2002).Plusieurs organismes, tel l’association canadienne des barrages (Canadian Dam Association;CDA, 1999), ont récemment proposé des approches et des critères de conception pour aider àassurer la stabilité des digues et barrages. L’association minière du Canada (Mining Associationof Canada; MAC, 1998, 2002) a aussi présenté des recommandations relatives à la sécurité desouvrages de retenue pour les résidus miniers et à la gestion des rejets tout au long de leur cyclede vie (voir aussi Poirier, 2002, cette conférence). Des directives analogues existent égalementdans plusieurs autres pays (e.g. DME, 1999; Ranasooriya, 2001). Certaines recommandationssont aussi proposées par des entreprises privées (e.g. WMC 2001) et par des organismesinternationaux comme la commission internationale des grand barrages (CIGB-ICOLD). Onobserve ainsi une tendance claire, au niveau mondial, qui vise une certaine standardisation despratiques de gestion, des méthodes d’analyse et des critères de conception employés pour ladisposition des rejets miniers. Il est loin d’être certain cependant que ces mesures permettront deréduire la fréquence des incidents malheureux. La solution à ces problèmes passe d’abord par unebonne connaissance de leur origine et par une application systématique des méthodes pour lesprévenir. 2
  3. 3. Au Québec, où l’on dénombre 144 digues de retenue de résidus miniers (dont plus de la moitiéont une hauteur supérieure à 12 m) et 42 digues pour les bassins d’eaux de mine et de polissage(Marcotte, 2001), une nouvelle législation sur la sécurité des barrages est à l’étude. Celle-ci faitsuite aux recommandations de la Commission Nicolet (1997) qui a relevé la rupture de 3 barrageset digues survenus dans le région du Saguenay durant les inondations de juillet 1996. Cettelégislation pourrait avoir des effets sur les pratiques de conception et de construction desouvrages de retenue pour les rejets miniers.Dans cet article, les auteurs rappellent d’abord quelques faits relatifs aux incidents recensés cesdernières années. On présente ensuite certains points particuliers qui doivent faire l’objet d’uneanalyse spécifique pour établir les conditions de stabilité des ouvrages. Quelques critères destabilité applicables aux situations usuelles sont ensuite introduits. Enfin, on propose uneapproche visant à mieux contrôler les problèmes d’instabilité à partir d’une co-disposition desroches stériles dans le parc à résidus.2. NATURE DES PROBLÈMES OBSERVÉSMalgré l’état avancé des connaissances sur le comportement hydro-mécanique des matériauxmeubles, sur les saines pratiques opérationnelles des parcs à résidus miniers et sur les méthodesd’auscultation des ouvrages, la stabilité physique des digues de retenue des rejets deconcentrateur demeure un problème significatif pour l’industrie minière. Comme il existerait plusde 3500 ouvrages de ce type à travers le monde (Davies et Lighthall, 2001), il est utile d’avoirrecours aux bases de données et aux analyses statistiques disponibles afin d’évaluer les causestypiques des incidents (ruptures et autres incidents) documentés. Il faut néanmoins mentionner icique l’inventaire reste incomplet car les cas de rupture n’ont pas tous été recensés et l’accès àl’information n’est pas toujours facile (selon les pays). Pour se faire une bonne idée de la naturedes problèmes répertoriés, on peut consulter les rapports compilés par le « US Commitee onLarge Dams» (USCOLD, 1994), par le Programme des Nations Unies sur l’Environnement(UNEP, 1996), et par la CIGB (2001). Une analyse de ces données effectuée par «WISE UraniumProject » indique qu’il y a eu au moins 77 ruptures majeures survenues depuis 1960, dont 24 auxUSA, 8 au Chili, 6 aux Philippines et en Grande Bretagne, et plusieurs autres en Bulgarie, auPérou, en Chine, en Espagne, en Afrique du Sud, en Roumanie, au Canada, en Italie, au Brésil, auJapon et ailleurs. (voir site http://www.antenna.nl/wise-database/uranium/mdaf.html.) À titreindicatif, le tableau 1 décrit sommairement 17 événements majeurs survenus au cours de ladernière décennie.Il ressort de ces cas documentés que la stabilité des digues peut être compromise par troisgrandes classes de mécanismes de rupture (CIGB, 1996a), soient : l’instabilité des fondations oudu corps des digues, l’effet d’événements extrêmes (crues, séismes, ouragans), et le résultat de ladégradation des propriétés et des ouvrages (érosion par l’eau et le vent, effet du gel et de la glace,altération des matériaux, endommagement dû aux animaux et à la végétation). 3
  4. 4. Tableau 1. Exemples de cas de rupture majeure survenus au cours des 10 dernières années(informations tirées du site http://www.antenna.nl/wise-database/uranium/mdaf.html et des autresréférences citées dans le texte).Date Endroit Type d’incident et impact22 juin 01 Sebastião das Rupture de digue; transport de résidus sur plus de 6km; au moins 2 Águas Claras, victimes, et 3 mineurs disparus. Minas Gerais, Brésil18 oct. 00 Nandan county, Rupture de digue; au moins 15 morts et 100 disparus; plus de 100 province de habitations détruites. Guangxi, Chine11 oct. 00 Inez, Martin Rupture de digue suite à l’effondrement d’une mine souterraine County, sous le parc à résidus; 950,000 m3 de résidus rejetés dans les Kentucky, USA rivières environnantes; environ 120 km de rivière contaminée, causant la mort de poissons le long du fleuve Big Sandy et de certains de ses affluents; fermeture des systèmes d’alimentation en eau potable des villes environnantes.8 sept. 00 Aitik mine, Rupture de digue suite à une surcharge des filtres de drainage de la Gällivare, Suède digue; 1,5 millions de m3 d’eau contenant des résidus rejetés dans lenvironnement.10 mars 00 Borsa, Rupture de digue après de fortes pluies; déversement de 22,000 t Roumanie de résidus contaminées avec des métaux lourds; contamination de la rivière Vaser, affluent du fleuve Tisza.30 jan. 00 Baia Mare, Rupture de la crête d’une digue après un débordement causé par de Roumanie fortes pluies et par la fonte de la neige; 100,000 m3 d’eaux contaminées au cyanure déversées dans la nature; contamination de la rivière Somes / Szamos, affluent du fleuve de Tisza; mort de tonnes de poissons; empoisonnement de leau potable de plus de 2 millions de personnes en Hongrie.31 déc. 98 Huelva, Espagne Rupture d’une digue pendant un orage; 50,000 m3 d’eaux acides et toxiques déversées.25 avril 98 Los Frailes, Rupture d’une digue suite à une rupture dans l’argile de fondation; Aznalcóllar, 4 à 5 million m3 d’eaux toxiques et de résidus déversés; des Espagne milliers d’hectares de champs contaminés.22 oct. 97 Pinto Valley, Rupture d’une digue; 230,000 m3 de résidus déversés sur 16 Arizona, USA hectares.12 nov. 96 Nazca, Pérou Rupture d’une digue suite à un séisme; plus de 300,000 m3 de résidus déversés dans une rivière.29 août 96 El Porco, Rupture d’une digue; 400,000 tonnes de résidus déversés, 300 km Bolivie du fleuve Pilcomayo contaminés.1 mai 96 Sgurigrad, Rupture de digue après de fortes pluies; 220,000 m3 de résidus Bulgarie transportés à 6 kilomètres, destruction de la moitié du village situé à 1 kilomètre en aval de la digue, faisant 107 victimes. 4
  5. 5. 2 sept. 95 Placer, Surigao Rupture des fondations d’une digue; 50,000 m3 de résidus del Norte, déversés; 12 victimes; pollution côtière. Philippines19 août 95 Omai, Guyane Rupture d’une digue suite à l’érosion interne; 2 million m3 de résidus cyanurés; 80 km du fleuve Essequibo contaminé.19 nov. 94 Mine Hopewell, Rupture d’une digue; environ 1.9 million m3 d’eau du bassin de Hillsborough déposition d’argile rejetés dans l’environnement et dans le fleuve County, Florida, Alafia; Keysville inondé. USA22 févr. 94 Harmony, Rupture d’une digue après de fortes pluies; 600,000 m3 de résidus Merriespruit, déversés sur 4 km en aval; 17 personnes tuées; vastes dommages à Afrique du Sud une banlieue résidentielle.1 mars 92 Maritsa Istok 1, Rupture d’une digue suite à une inondation de la plage; 500,000 Stara Zagora, m3 de résidus déversés. BulgarieLes principales causes spécifiques de défaillance sont résumées au tableau 2. Elles incluent lasubmersion de la crête par une crue des eaux excessives dans le bassin, l’érosion régressive dumatériau dans la digue ou dans la fondation causée par des pressions interstitielles trop élevées,l’érosion des surfaces due à lentraînement des particules par leau ou le vent, le glissement dezones instables le long des pentes attribuable aux sollicitations statiques ou dynamiques, laliquéfaction des rejets lâches et saturés, et l’instabilité des sols de fondation face à un tassementexcessif ou à une rupture par cisaillement.La nature de ces problèmes est aussi illustrée au tableau 3 qui présente une analyse de plus de200 événements répertoriés par la CIGB (2001). Ces données montrent que la majorité des cas derupture (56%) et des autres accidents (26%) surviennent en période d’opération, soit dans 82% detous les incidents. L’instabilité des pentes et des fondations, les séismes et le débordement encrête sont les principales causes identifiées pour les sites actifs. Les débordements et les séismessont les causes les plus fréquentes en phase post fermeture.Les phénomènes d’instabilité mentionnés plus haut sont bien connus dans le domaine des digueset barrages en terre classiques construites pour retenir l’eau. Face aux particularités structuralesdes ouvrages miniers et à la spécificité du comportement mécanique et hydraulique des rejets duconcentrateur retenus en amont des digues, ces phénomènes doivent toutefois être analysés enfonction de caractéristiques bien différentes. 5
  6. 6. Tableau 2. Description des principales causes d’instabilité des ouvrages de retenue construits pourl’entreposage de résidus miniers (adapté de la CIGB, 1996a) Types d’instabilité Causes Débordement en crête Mauvaise conception hydrologique ou hydraulique Tassement de la crête Contraintes excessives dans le sol de fondation Instabilité des talus Contraintes excessives dans le remblai du barrage Contrôle inadéquat des pressions d’eau Mauvais contrôle des débits de percolation Érosion régressive Mauvaise conception du filtre et du drain Mauvaise conception ou contrôle insuffisant des travaux de mise en place, conduisant à des fissures ou à des chemins de percolation (p.ex. à proximité des conduites) Érosion externe Mauvaise protection des talus, du pied et de la digue de retenue Dommages d’origine Géométrie inadéquate (p.ex. pentes trop raides) séismique Liquéfaction des rejets, des matériaux de la digue ou des sols de fondation Dommages aux ouvrages Tassements excessifs de décantation Attaque du béton ou de l’acier (dégradation des propriétés)Tableau 3. Classification des principaux incidents selon les causes probables (adapté des donnéesde la CIGB, 2001). Cause/Type d’incident Rupture, Rupture, Accident, Accident, Infiltration Total (instabilité partielle ou digue digue digue digue s (fuites) totale des digues de retenue active inactive active inactive dans la pour résidus miniers) fondation Instabilité des pentes 29 1 20 1 51 Infiltration dans la digue 10 0 11 0 21 Fondation, capacité portante 12 1 11 0 24 Débordement en crête 20 8 3 0 31 Instabilité dans le corps de 12 0 6 1 19 l’ouvrage Séisme 18 0 5 10 33 Effondrement de la mine 3 0 0 0 3 Érosion de surface ou 3 0 2 1 6 interne Cause(s) non rapportée(s) 0 0 0 0 13 13 Cause(s) inconnue(s) 15 3 0 0 18 Total 122 13 58 13 13 219 6
  7. 7. Il faut notamment considérer ici que les méthodes de construction impliquent souventl’utilisation de rejets miniers dans la structure des digues. Les méthodes de constructioncourantes sont revues en détails par Vick (1983), Aubertin et Chapuis (1991) et Aubertin et al.(2002), et elles ne sont pas présentées ici. Les digues construites pour les parcs à résidus minierspeuvent avoir une envergure considérable, mais les digues de grande dimension ne sont pasnécessairement plus à risque (bien que leur rupture puisse engendrer des dommages plusimportants). Une étude récente révèle ainsi que 54% des incidents (ruptures et accidents) ont étéenregistrés pour des digues de moins de 20 m de haut, et 73% pour des digues de moins de 30 m(Anon, 2002). Tel qu’anticipé, les digues construites par la méthode amont sont les plusvulnérables face à de tels incidents, représentant environ 89 % des incidents documentés (voiraussi Strachan, 2002).Les problèmes rapportés sont donc persistants et diversifiés, et il est utile de décrire certaines descauses usuelles d’instabilité et de revenir sur les méthodes disponibles pour leur analyse et leurcontrôle.3. ANALYSE DE LA STABILITÉ DES DIGUES3.1 Écoulement de l’eauLe point de départ des analyses de stabilité des ouvrages de retenue porte usuellement sur ladétermination du niveau de la nappe phréatique, du débit de fuite et des pressions interstitiellesexercées dans la digue. Il faut pour cela tenir compte des particularités du comportement desrejets qui sont largement imputables à la méthode de mise en place. Ceux-ci sont généralementdéposés dans un état lâche et saturé, et leur consolidation peut être lente en raison d’une teneur eneau initiale élevée et d’une faible conductivité hydraulique. Le comportement des rejets et desdigues est influencé par les conditions de venue d’eau, la nature des matériaux, l’anisotropie despropriétés des résidus, la consolidation hydrodynamique du squelette des rejets pendant et aprèsleur accumulation, ainsi que par la création de conditions non saturées qui peuvent se développerdans certaines zones du parc.Puisque l’on retrouve dans le parc à résidus des conditions de saturation variable, les méthodesnumériques, telle la méthode des éléments finis, peuvent se révéler très utiles pour analyserl’écoulement de l’eau (e.g. Chapuis et al., 2001). À partir de calculs numériques effectués entenant compte des conditions saturées et non saturées en régime permanent, Chapuis et Aubertin(2001) ont proposé une expression analytique simple pour estimer le débit de fuite Q (m3/s/m) àtravers des digues homogènes et des digues à noyau (sur des sols imperméables). Cetteexpression s’écrit:  ∆h 2  ∆h 2   2 Q = k sat α 1 + α 2 +α3      (1)   L  L    7
  8. 8. Dans cette équation ksat (m/s) est le coefficient de perméabilité (conductivité hydraulique) saturédes matériaux de la digue homogène ou du noyau de la digue, et ∆h est la charge hydrauliquetotale entre la surface libre du réservoir et la base du système de drainage aval (voir figure 1).Dans le cas de digues homogènes, L correspond à la distance entre le début du drain installé aupied du talus aval de la digue et le point de contact de la surface libre de l’eau sur la face (figure1a). Dans le cas de digues avec un noyau imperméable, L=0.5(Lmax+Lmin) où Lmax et Lminreprésentent les largeurs inférieure (à la base) et supérieure (au sommet) du noyau respectivement(figure 1b). Les paramètres α1, α2 et α3, déterminés numériquement, dépendent de la valeur∆h2/L comme indiqué au tableau 4. z (m) L m 15 15 14 14 13 ∆h 13 12 12 11 flow line 11 10 10 9 toe drain 9 8 8 0 5 10 15 20 25 30 35 distance x (m)Figure 1a. Digue homogène : définition des paramètres L et ∆h (tirée de Chapuis et Aubertin,2001). z (m) Lmin 15 15 14 14 13 draining layer 13 12 ∆h 12 11 11 drai ning layer 10 10 Lmax 9 9 8 8 0 5 10 15 20 25 30 35 distance x (m)Figure 1b. Digue avec un noyau central : définition des paramètres Lmax, Lmin et ∆h (tirée deChapuis et Aubertin, 2001).Notons toutefois que dans le cas des digues construites en partie ou en totalité avec des résidus, larelation (1) néglige certains facteurs tel que la présence d’une plage non submergée, l’anisotropiede perméabilité, et l’écoulement dans les matériaux de fondation. Elle permet néanmoinsd’estimer rapidement le débit de fuite (par unité de longueur) pour des cas assez typiques.L’approche proposée par les auteurs peut aussi être utilisée pour développer des relations 8
  9. 9. modifiées qui seraient plus appropriées à des situations particulières différentes de cellesillustrées ici.Tableau 4. Valeurs des paramètres α1, α2 et α3 (de l’équation 1) pour les digues homogènes et ànoyau imperméable (tirées de Chapuis et Aubertin, 2001). Digues homogènes Digues avec noyau Valeur de α1 α2 α3 Valeur de α1 α2 α3 ∆h2/L (m) ∆h2/L (m) 0.2 - 3.0 0 1.03 -0.127 < 10 0.191 0.480 0 3 0 - 8.0 0 0.79 -0.350 10 - 45 0.264 0.462 0 8.0 - 30.0 0 0.60 -0.006 45 - 180 0.450 0.447 0Pour établir les réseaux d’écoulement à travers les digues, il faut estimer la position du niveaud’eau dans le bassin pour les conditions courantes et pour les conditions exceptionnelles(associées à de très fortes venues d’eau par exemple). La position de l’eau est basée en partie surla crue de projet sélectionnée. L’ampleur de cette crue est généralement déterminée à partir desdonnées climatiques accumulées et analysées statistiquement. Il est cependant de plus en plusdifficile d’estimer les conditions critiques en raison des incertitudes associées aux variationsclimatiques enregistrées ces dernières années. En plus de réduire la signification des donnéesantérieures, les changements du climat ont souvent pour effet d’amplifier l’ampleur et lafréquence des événements extrêmes, comme les pluies abondantes et les sécheresses.L’incertitude accrue qui en résulte devrait inciter à la prudence, c’est à dire à retenir desévénements selon une période de récurrence plus grande, qui ont une probabilité plus faible desurvenir. Cet aspect est particulièrement important pour les bassins qui accumulent beaucoupd’eau, comme ceux utilisés pour contrôler la production du drainage minier acide. Les diguesassociées à de tels types de bassin représentent d’ailleurs un défi considérable pour assurer leurstabilité à très long terme (e.g. Aubertin et al., 1997; Vick, 2002).3.2 Stabilité statiqueLes approches conventionnelles développées en géotechnique, souvent basées sur le principe deléquilibre limite, sont régulièrement utilisées pour lanalyse de la stabilité des ouvrages deretenue sous chargement statique (Vick, 1983; Aubertin et Chapuis, 1991). On doit toutefois lesadapter pour tenir compte des particularités des ouvrages miniers qui sont construitsprogressivement, souvent sur plusieurs années. Les paramètres de résistance et les pressionsinterstitielles doivent être estimés selon le type de digue et le mode de construction. Il faut aussirappeler que la méthode par équilibre limite est incomplète car elle ne satisfait pas totalement lacompatibilité entre les déformations internes de la masse et les déplacements (e.g. Caldwell etMoss, 1985; Eisenstein et Naylor, 1986; Krahn, 2001). De plus, l’hypothèse d’un glissement sousforme de corps rigide ne reflète pas très bien les conditions réelles pour les rejets lâches déposéshydrauliquement. Dans le cas des digues construites à partir des rejets du concentrateur, larupture serait plutôt reliée à une déformation marquée de la zone amenée à létat limite. 9
  10. 10. Pour ces raisons, des méthodes plus élaborées, incluant les méthodes numériques danalyse descontraintes et des déformations, devraient aussi être utilisées en complément des méthodesd’analyse plus classiques. En ce sens, on doit favoriser une approche hiérarchisée où l’onapplique en premier lieu les méthodes les plus simples, qui sont ensuite complétées par desméthodes plus complexes mais aussi plus représentatives. A cet égard, la méthode des élémentsfinis (FEM) est particulièrement intéressante, notamment parce qu’elle permet d’évaluer lespossibilités de rupture progressive et d’estimer les déplacements induits (e.g. Krahn, 2001;Verástegui et al., 2002). Par contre, elle nécessite lutilisation de lois de comportement plusélaborées et les paramètres requis sont plus difficiles (et coûteux) à déterminer.Par ailleurs, il faut aussi souligner que les conditions non saturées sont une réalité dans lesouvrages miniers (Blight, 1997; Fahey et al., 2002). La saturation variable doit être prise encompte puisqu’elle affecte le facteur de sécurité réel (Fredlund et Rahardjo, 1993). On peutévaluer l’effet de la saturation sur la résistance au cisaillement des matériaux à partir de la courbede rétention d’eau CRE (Vanapalli et al., 1996; Fredlund et al., 1996), qui elle-même peut êtreestimée avec des modèles de prédiction basés sur les propriétés géotechniques de base (e.g.Mbonimpa et al., 2000; Aubertin et al., 2001). Des travaux additionnels sur l’estimation despropriétés non saturées des rejets se poursuivent au sein de l’équipe des auteurs de cet article.3.3 Chargement dynamique des talusLes chargements dynamiques induits par les efforts sismiques, et occasionnellement par ledynamitage ou la machinerie, peuvent réduire la stabilité des pentes en augmentant la contraintede cisaillement, en rehaussant la pression interstitielle et en réduisant la résistance mobilisabledans les matériaux meubles. Comme ce sont surtout les matériaux pulvérulents fins, lâches etsaturés qui sont les plus susceptibles de causer des problèmes, les digues construites avec desrejets par la méthode amont sont donc particulièrement touchées (e.g. Gomes et al., 2002). Selonles données de la CIGB (2001), sur 18 cas de rupture de digue en opération causée par desséismes (voir tableau 3), 14 avaient été construites par la méthode amont. De plus, trois des 5incidents survenus sur des ouvrages inactifs ont aussi été reliés à des digues construites par laméthode amont.L’analyse de stabilité des pentes soumises à des efforts sismiques implique la déterminationd’une accélération de projet (e.g. Aubertin et al., 2002). À cet égard, on utilise de plus en plussouvent la valeur du séisme maximal probable MCE (Maximum Credible Earthquake), ou uneforte proportion de cette valeur, pour fixer l’accélération des particules ag (et le coefficientsismique ng) applicable à un projet. L’évaluation préliminaire des conditions de stabilité peut sefaire à partir d’analyses pseudo-statiques, telles que décrites par San et Leschinsky (1994).Toutefois, les analyses pseudo-statiques conventionnelles ne sont pas toujours suffisantes pourprédire le comportement des digues et des remblais en cas de sollicitation sismique, car elles netiennent pas compte de plusieurs facteurs importants (tel la distribution des forces dynamiquesdans la masse, laugmentation des pressions interstitielles, la réduction de la résistance dumatériau par les déformations induites, et l’effet des sollicitations cumulées). On peut néanmoinsconsidérer que la méthode pseudo-statique est acceptable pour des analyses préliminaires lorsqueles digues sont peu élevées (hauteur ≤ 20 à 30 m), dans des zones où l’accélération est faible ou 10
  11. 11. modérée (ag ≤ 0,15 g) et où les dommages potentiels sont minimes (Bozovic et Lemay, 1989).Pour les cas plus critiques, il faut avoir recours aux méthodes danalyse plus élaborées (e.g. Daviset Berrill, 2001).3.4 LiquéfactionLorsque des sols ou des rejets lâches et saturés sont soumis à des sollicitations mécaniques, ledrainage peut être trop lent pour accommoder une contraction rapide du volume (densification).Il en résulte une augmentation de la pression interstitielle qui réduit les contraintes effectives et,par conséquent, la résistance au cisaillement du matériau. Ce phénomène, appelé liquéfactionlorsque la résistance devient nulle, est rencontré surtout avec les matériaux pulvérulents ayant uncomportement contractant et contenant une assez forte proportion de particules fines (Seed, 1987;Guo et Prakash, 1999; Vaid et Sivathayalan, 1999; Youd et Idriss, 2001; Espósito et Assis, 2002).Un matériau meuble se comporte alors comme un fluide ayant la densité du matériau saturé. Ilpeut en découler des conséquences importantes, notamment en ce qui a trait aux pressions desterres sur les ouvrages de retenue (qui peuvent pratiquement doubler en quelques secondes) et àla stabilité des pentes.La réponse des matériaux meubles aux chargements dynamiques (ou cycliques) a fait l’objet denombreuses études de laboratoire, principalement à partir dessais conventionnels comme lessaide compression triaxiale cyclique (e.g. Gomes et al., 2002). Ces études ont montré que lecomportement du matériau dépend de laccélération, de la fréquence et de la durée dechargement, du degré de saturation, de la granulométrie, de lindice de densité, de lhistorique dedéformation, de la structure, de la conductivité hydraulique et de lincrément de la contrainteappliquée. On peut aussi apprendre beaucoup à partir d’essais sur des modèles physiques de plusgrande dimension (e.g. Ueng et al., 2002). Un tel modèle pour des essais de liquéfaction sur tablevibrante a récemment été développé à l’École Polytechnique (Jolette, 2002), et il est utilisé parl’équipe des auteurs de cet article pour étudier diverses conditions de mise en place des rejets.Le facteur de sécurité face à la liquéfaction est généralement défini de manière déterministe encomparant la résistance cyclique mobilisable par le matériau à la contrainte de cisaillementanticipé suite aux sollicitations dynamiques (e.g. Vick, 1983). Le danger de liquéfaction peutaussi être évalué par des solutions analytiques en contraintes totales (selon la contrainteappliquée et le nombre de cycles), ou par des analyses numériques en contraintes effectives avecsolutions couplées ou découplées. Par exemple, une analyse dynamique non linéaire par élémentsfinis, en contraintes effectives, a été utilisée par Popescu (2002) pour étudier la réponse d’un solà une excitation dynamique.Le potentiel de liquéfaction peut aussi être estimé par des essais en place, tel lessai depénétration standard (SPT), lessai au cône (CPT) et l’essai au piézocône (Juang et al., 2000;Lee et al., 2001).Une particularité des résidus miniers qui ne doit pas être négligée (mais qui a rarement étéconsidérée) est la stratification souvent observée dans les dépôts de rejets (e.g. LÉcuyer et al., 11
  12. 12. 1993). On sait maintenant qu’une telle stratification peut affecter sérieusement la résistance à laliquéfaction des matériaux (e.g. Amin et Qi, 2000).Enfin, bien que la liquéfaction cyclique soit la plus étudiée, il peut aussi y avoir une liquéfactionstatique lorsque l’augmentation de la pression interstitielle et la perte de résistance aucisaillement se produit sous l’action de charges mortes (Hicks et Wong, 1988; Davies, 2002). Cetype de liquéfaction serait à l’origine de la rupture, en 1994, de la digue de retenue des résidus àMerriespruit en Afrique du Sud, qui causa 17 morts ainsi que de graves dégâts matériels etenvironnementaux (Fourie et Papageorgiou, 2001; Fourie et al., 2001).3.5 Érosion régressiveAu fil des ans, on a identifié plusieurs cas de ruptures de digue dues à l’érosion régressive àtravers les digues et leur fondation (Foster et al., 2000). Pour les digues de retenue de résidusminiers, un cas souvent cité est celui survenu en 1995 sur le site Omai en Guyane (Vick, 1996;1997; voir tableau 1). L’érosion régressive (souvent associé au phénomène de renard, ou piping)est un phénomène qui se produit lorsquil y a une circulation deau importante au travers leremblai ou sa fondation. Ces écoulements risquent, petit à petit, dentraîner des particules finesjusquà la formation dun véritable conduit dans le corps de l’ouvrage. En pratique, l’érosionrégressive se produit lorsque les débits de percolation (et le gradient hydraulique) n’ont pas étébien contrôlés, ou encore lorsque les filtres et/ou drains ont été mal conçus ou mal construits. Laprésence d’un chemin de moindre résistance comme des fissures, des voies de percolation àproximité des conduites rigides, ou des zones lâches dans des matériaux hétérogènes, favorisentle développement d’érosion régressive. Outre l’érosion interne (aussi appelée suffossion), quidésigne la migration des particules fines au sein d’un matériaux unique, l’érosion régressiveinclue plusieurs phénomènes particuliers tels l’érosion de contact, de colmatage, et de filtration(Chapuis, 1992, 1995; Fischer and Holtz, 1996; Kun-Szabo et Gemes, 1998; Khuzhaerov, 2000).Divers critères de stabilité relatifs à ces mécanismes ont été développés pour les sols, mais ilsdoivent faire l’objet de nouvelles investigations pour les adapter aux particularités des résidusminiers. On sait néanmoins que pour réduire les risques d’érosion régressive, des dispositionsdoivent être prises pour diminuer le gradient hydraulique, soit en contrôlant le niveau de la nappephréatique ou en augmentant les pertes de charges et/ou la longueur du chemin de percolation. Àcet égard, le gradient hydraulique est un paramètre clé. Dans un premier temps, les risques derupture par érosion régressive peuvent être évalués par des méthodes basées sur des donnéesstatistiques relatives aux digues endommagées par ce phénomène. Pour représenter ces résultats,on utilise le gradient hydraulique critique ic comme terme de référence dans l’expressionsuivante (Tschugajew 1965): Q ≤ ic (2) k sat HDans cette équation, Q est le débit de percolation (m3/s.m), ksat est la conductivité hydrauliquesaturée (m/s), et H est l’épaisseur de la couche considérée (m). Ici, la valeur de Q peut êtreestimée par une méthode numérique ou par une autre méthode appropriée (telle l’équation 1) 12
  13. 13. adaptée au digues de retenus des résidus. Des valeurs ic à ne pas dépasser sont suggérées dans letableau 5. Il existe aussi d’autres approches, basées sur des conditions plus fondamentales, pourdéfinir le gradient critique (Schmertmann 2000, 2002).Tableau 5. Valeurs du gradient hydraulique critique ic pour contrôler l’érosion régressive (selonTschugajew, 1965). Type de sol ic Sable fin 0.12 – 0.16 Sable moyen 0.15 – 0.20 Argile silteuse 0.20 – 0.26 Sable grossier, gravier 0.25 –0.33 Argile dense 0.40 – 0.52La mise en place d’un filtre adéquatement dimensionné constitue un moyen efficace pour contrerle risque d’érosion régressive. Les critères généralement utilisés pour évaluer la stabilité contrel’érosion entre les deux matériaux impliquent le rapport D15f/D85b (où D15f est le diamètrecorrespondant à 15 % de passant sur la courbe granulométrique du filtre et D85b est le diamètrecorrespondant à 85 % de passant sur la courbe granulométrique du matériau à protéger). Ceux-cine considèrent toutefois pas certains facteurs clés comme l’épaisseur du filtre, la pression deconfinement, et l’ampleur du gradient hydraulique. L’influence de ces facteurs sur lasusceptibilité à l’érosion régressive dun sol à travers un filtre a récemment été étudiée enlaboratoire par Tomlinson et Vaid (2000). Leurs résultats indiquent qu’un filtre est généralementefficace lorsque D15f/D85b<8, et inefficace lorsque D15f/D85b >12. Dans le cas où 8 <D15f/D85b <12,le filtre ne serait efficace que si le gradient hydraulique ne dépasse pas une valeur critique. Cesrésultats, obtenus en utilisant des billes de verres uniformes, ne tiennent toutefois pas compte del’influence de la forme, de la texture des surface, et de l’hétérogénéité des particules. Devant lesincertitudes qui persistent, les auteurs de cet article poursuivent des recherches sur cesphénomènes en relation avec le comportement des rejets miniers.3.6 Débordement en crête et érosion de surfaceDes études hydrologiques appropriées permettent d’établir le bilan hydrique du bassindentreposage des rejets en tenant compte des apports deau (précipitation, ruissellement,décharge dautres bassins, cours deau affluent, eau résiduelle dans la pulpe, etc.), des pertesencourues (évaporation, percolation dans le sol et écoulement dans les digues, débit de leffluentfinal, eau recirculée, etc.), et du volume emmagasiné. Pour une conception sécuritaire, il fautconsidérer des conditions de ruissellement et demmagasinement défavorables, incluant laprésence préalable deau dans le bassin (attribuable par exemple à une averse récente ou à la fontedes neiges). Les ouvrages de retenue et de confinement des rejets miniers doivent permettre decontrôler la crue de projet (correspondant à la condition d’accumulation la plus défavorableenvisagée) de façon à éviter un débordement en crête, ce qui pourrait conduire à une rupture avecdéferlement des eaux et des résidus. Les ouvrages dévacuation et l’ampleur de la revancheminimale entre le niveau maximal de leau dans le bassin et la cote de la crête de la digue doivent 13
  14. 14. être soigneusement conçus pour ces conditions critiques (Vick, 1983; Aubertin, 1995). Lapossibilité d’un mauvais fonctionnement des équipements de régulation du niveau d’eau doitaussi être implicitement envisagée.L’érosion de surface constitue un autre problème fréquent, imputable à l’eau de ruissellement(sans qu’il s’agisse nécessairement d’un débordement), et dans une moindre mesure au vent.L’érosion de surface est fonction du climat, de l’érodabilité des matériaux (fonction de la tailledes particules et de leur cohésion), de la végétation, de la longueur et de la pente des talus. Lesprincipaux facteurs régissant la résistance à l’érosion hydrique sont inclus dans l’équationgénérale de perte des sols («Universal Soil Loss Equation », CIGB, 1996b; Marshall et al., 1996;Day, 1999), qui peut s’écrire de la façon suivante : A = R × K e × LT × S × P × C (3)où A est la masse perdue par érosion par unité de temps, R le coefficient de précipitation (oupouvoir érosif de la pluie), Ke est le coefficient du sol (sol perdu/surface érodée), LT est uncoefficient de longueur du talus, S est un coefficient de pente des talus, P est le coefficient decontrôle de l’érosion et C le coefficient de la végétation. Il existe aussi une équation du mêmetype qui décrit l’érosion éolienne (« Wind Loss Equation », CIGB, 1996b). Toutefois, comme cesrelations ont été développées principalement par les agronomes, elles ne peuvent pas toujoursêtre appliquées directement aux parc à résidus.La végétation est généralement considérée comme le moyen le plus efficace pour prévenirl’érosion de surface. Les plantes peuvent aussi contribuer à la stabilité des pentes en abaissant lanappe et en agissant comme renforcement (Blight, 1997). La végétalisation des digues et desrejets doit toutefois se faire de manière à ne pas mettre en danger l’intégrité des ouvrages, ce quiimplique un choix approprié des plantes et un suivi de la croissance et de la diversificationnaturelle.Le débordement et l’érosion due au ruissellement peuvent initier la naissance et la progression debrèches à travers les digues. Celles-ci peuvent se développer jusqu’à la ruine complète del’ouvrage. Il existe bien quelques méthodes pour prédire le développement d’une brèche à partirdes caractéristiques géométriques de la digue, des propriétés des matériaux et des paramètres liésaux causes du problèmes, mais la prévision de ce phénomène reste difficile (Zerrouk et Marche,2001). Cela est particulièrement vrai pour les ouvrages miniers, et des travaux additionnelspourraient s’avérer très utiles pour aider à assurer leur stabilité à court, moyen et long termes.4. CRITÈRES DE STATIBILITÉLes critères de conception des digues et des ouvrages connexes sont usuellement établis selonune classification basée sur leur envergure et sur les dangers potentiels causés par une défaillancemajeure. La classification adoptée pour un projet peut aussi dépendre des normes locales envigueur. Un exemple de classification, inspiré de recommandations tirées de la littérature (Vick, 14
  15. 15. 1983; Cassidy et Hui, 1990; Williamson, 1990; Aubertin et al., 1997), est présenté aux tableaux6a et 6b. Cette classification a la particularité d’inclure les aspects environnementaux dans leprocessus de classement des ouvrages.Tableau 6a. Exemple de classification des ouvrages de retenue selon leur envergure (Aubertin,1995; Aubertin et al, 2002) Catégorie Hauteur Volume de rétention (106 m3) Petite <12 m < 1.2 Moyenne 12 à 30 m 1.2 à 60 Grande > 30 m > 60Tableau 6b. Exemple de classification des ouvrages de retenue selon le danger potentiel(Aubertin 1995; Aubertin et al, 2002) Catégorie Pertes Impacts environnementaux Pertes de Remarques économiques vie Faible Minimes Restreints (ex. faible Aucune (0) Zone habitée propagation, contamination limitée, pas d’écosystèmes fragiles) Significatif Notables Significatifs (ex. Peu Zone industrielle propagation faible, nombreuses ou agricole, peu contamination limitée, (1-6) d’habitations écosystèmes fragiles) Élevé Importantes Importants (ex. propagation Nombreuses Communauté à étendue et contamination (>6) proximité élevée)Un autre type de classification, qui est utilisé en Australie, combine directement l’envergure et ledanger. On affecte alors à chaque digue une cote de 1 à 3 (voir tableau 7). Plus la catégorie estfaible, plus les considérations de design, de construction et de surveillance doivent êtrerigoureuses. 15
  16. 16. Tableau 7. Exemple de classification de digues selon l’envergure et le danger potentiel (adapté deDME, 1999). Facteur de classification Catégorie Danger potentiel Élevé Significatif Faible > 15m 1 1 1 Envergure 5-15m 1 2 2 < 5m 1 2 3Comme on l’a déjà mentionné, les ouvrages retenant les rejets du concentrateur doivent avoir lacapacité de supporter les combinaisons de charges les plus défavorables qui peuvent êtreanticipées pendant la construction et lopération du site, de même qu’après sa fermeture (Vick,1983; Aubertin et Chapuis, 1991; Aubertin, 1995). Cependant, on a aussi noté qu’il devient de plusen plus difficile de prédire les conditions hydriques susceptibles de survenir sur un site, en raison deschangements climatiques qui invalident partiellement les données statistiques accumulées au fil desans. La prudence est donc de mise lorsqu’il faut choisir les périodes de récurrence (pour lesprécipitations maximales) et les facteurs de sécurité. Cela est particulièrement vrai pour les bassinsavec recouvrement en eau qui ont une durée de vie très longue et une probabilité cumulative qui peutse révéler particulièrement critique (e.g. Aubertin et al., 1997; Vick, 2002).La facteur de sécurité FS global est employé avec les méthodes conventionnelles danalyse destabilité pour établir la conformité d’un ouvrage. La valeur de FS est définie numériquement commele rapport entre la résistance mobilisable et la charge appliquée (en terme de force et/ou de moments).Le facteur de sécurité jugé acceptable varie selon la nature des ouvrages, le mode de rupture, letype de sollicitation et la probabilité dapparition de lévénement. Le tableau 8 présente desvaleurs du FS proposées pour l’analyse de stabilité de digues sous diverses conditions (Aubertin,1995; Aubertin et al., 2002). Ces valeurs sinspirent de recommandations tirées de la littérature,ajustées pour les conditions spécifiques qui nous intéressent ici.Le calcul dun facteur de sécurité avec une valeur unique pour toute la surface de rupture nereprésente qu’une des approches disponibles pour évaluer la stabilité des ouvrages. Des méthodesplus complètes permettent de mieux tenir compte de la distribution non homogène des contrainteset de la nature variable des paramètres qui interviennent dans de telles analyses (e.g. Christian etal., 1992; Duncan, 1992; Hassan et Wolff, 1999). Les méthodes d’analyse numérique paréléments finis et/ou différences finies constituent en ce sens des outils précieux, qui sont de plusen plus souvent utilisés par l’ingénieur. Leur emploi est facilité par la disponibilité de codes decalcul commerciaux et par la capacité accrue des ordinateurs. De telles approches peuvents’avérer très utiles lorsqu’elles sont employées avec discernement. 16
  17. 17. Tableau 8. Valeurs du facteur de sécurité suggérées pour les analyses de stabilité des digues deretenue pour les résidus miniers; la valeur de FS devrait être plus élevée lorsque le risque oul’incertitude augmente. Zone Condition Facteur de sécurité minimal Amont et aval Stabilité des pentes, fin de construction 1.3 à 1.5 Aval Stabilité des pentes, conditions à long terme 1.3 à 1.5 (état stationnaire) Amont Vidange rapide 1.2 à 1.3 Aval Analyse pseudo-statique pour chargement 1.1 à 1.3 sismique (avec bassin rempli et écoulement stationnaire) Centrale Glissement horizontal de la digue sous 1.5 chargement statique Centrale Glissement horizontal de la digue pour des 1.3 pressions générées lors d’une liquéfaction Centrale Capacité portante du sol sous le remblai 1.5Des approches complémentaires sont également employées de plus en plus fréquemment pouraider l’ingénieur dans son travail d’analyse et de conception. Par exemple, on procède assezrégulièrement à une analyse du risque, défini comme le produit de la probabilité et desconséquence (économiques, environnementales et humaines) d’un événement. À l’occasion, onintroduit aussi un indice de fiabilité dans les analyses (e.g. Gui et al., 2000). Des approches detype multicritère ont aussi été développées pour aider à choisir la localisation des ouvrages dansdes zones acceptables; pour cela on peut employer l’indice de dangerosité (ID) qui évalue ledanger potentiel pour la vie des habitants en cas de rupture et l’indice de comportement et d’état(ICE) qui évalue la capacité de l’ouvrage à faire face à des situations extrêmes (Lavallée et al.,2000). Toutes ces méthodes sont de nature à aider l’ingénieur dans le processus de conceptiondes ouvrages.5. CO-DISPOSITION DES ROCHES STÉRILES DANS LE PARC À RÉSIDUSLes problèmes géotechniques mentionnés dans ce qui précède ne sont pas nouveaux, et desméthodes connues permettent de les prévenir ou de les contrôler. Leur mise en application peut 17
  18. 18. toutefois engendrer des difficultés opérationnelles et des coûts substantiels, susceptibles danscertains cas d’affecter le rentabilité même d’un projet.Outre le retour des rejets du concentrateur sous terre sous forme de remblai (ce qui contribue àdiminuer les volumes entreposés en surface), il existe quelques approches alternatives pour aiderà prévenir les problèmes de stabilité des ouvrages. En particulier, il s’est développé au cours desdernières années diverses techniques d’épaississement, densification et assèchement des résiduspour leur disposition en surface (Cincilla et al., 1997; Davies et Rice, 2001; Landriault et al,2001; Fourie, 2002; Benzaazoua et al., cette conférence; Grabinsky et al., cette conférence). Ils’agit d’approches très prometteuses pour améliorer les propriétés mécaniques et hydrauliquesdes rejets, tout en réduisant les volumes entreposés en surface.Afin d’optimiser le mode de gestion des rejets solides et liquides sur un site minier, on peutd’autre part envisager de déposer une portion ou la totalité des roches stériles à l’intérieur du parcà résidus, tel qu’illustré schématiquement à la figure 2. Les roches stériles, qui ont généralementde meilleures propriétés mécaniques que les rejets du concentrateur, servent alors de matériau derenforcement en plus de favoriser le drainage et la dissipation des pressions interstitielles.Les roches stériles devraient être placées sur le parement amont des digues, et aussi à l’intérieurdes bassins de résidus sous forme de remblais continus (pouvant même former des cellulesfermées à l’intérieur du parc) élevés progressivement au fur et à mesure que les rejets y sontaccumulés. On peut également les disposer en îlots isolés qui agissent comme des « colonnes »de roches. De telles colonnes sont utilisées depuis plusieurs années pour améliorer la stabilitégéotechnique des sols lâches et saturés et pour réduire leur susceptibilité à la liquéfaction (e.g.Barksdale, 1987).Les parements, remblais et îlots formés de roches stériles perméables constituent ici des élémentsde renforcement et de drainage qui aident aussi à accélérer la consolidation des rejets, ce quiaugmente leur densité en place et améliore leurs propriétés géotechniques. La géométrieparticulière de ces éléments structuraux (dimension, espacement, forme etc.) dépend despropriétés hydrogéologiques et géotechniques respectives des roches stériles et des rejets duconcentrateur. Parmi les considérations importantes à analyser, il faut prêter une attention à leurespacement qui dépend de la conductivité hydraulique et de l’épaisseur des résidus miniers. Leurforme et leur dimension vont également dépendre des conditions de sollicitation les pluscritiques, qui incluent les contraintes induites par une liquéfaction (statique ou cyclique) desrejets. Dans un tel cas, les composantes de roches stériles pourront aider à supporterl’accroissement des charges latérales produites par les résidus et accélérer la dissipation dessurpressions d’eau responsables du phénomène de liquéfaction.Il est également nécessaire de vérifier la compatibilité granulométrique des matériaux, en termede critères de filtre et de stabilité interne. À cet égard, on peut optimiser la répartition de lafraction sableuse issue de la ségrégation des rejets déposés en bout de tuyau puisque les points dedéversements peuvent être déplacés à l’intérieur du bassin sur les digues et les remblais internes. 18
  19. 19. Figure 2: Schématisation d’une co-disposition des rejets de concentrateur et des roches stérilesdans un parc à résidus: a) vue en plan; b) vue en coupe (section à travers la ligne du 1er îlot). 19
  20. 20. Une partie des roches stériles est produite au début des opérations de développement de la mine,avant le début de l’activité au moulin. Les stériles sont donc disponibles au commencement de laconstruction du parc. Ils peuvent ainsi être placés au fond des bassins en amont des digues (figure2b) pour créer un tapis drainant qui aide à réduire les pressions interstitielles et à accélérer laconsolidation des rejets; il s’agit là d’éléments positifs pour la stabilité géotechnique de cesderniers (Aubertin et Chapuis, 1991).Cette forme de co-disposition est également attrayante pour ses avantages sur le contrôle dudrainage minier acide (DMA). Il est bien connu que la génération de DMA est difficile à prévenirdans les haldes à stériles de grande dimension (e.g. Aubertin et al.; Lefebvre et al.; cetteconférence). Dans un cas tel que celui illustré à la figure 2, les remblais de roches stériles sontbeaucoup moins hauts que les haldes conventionnelles. Aussi, ils sont plus uniformes et leurporosité est réduite par la présence de rejets du concentrateur. Cela diminue leur perméabilité àl’air et à l’eau, réduisant ainsi la possibilité de créer des conditions favorables à la production duDMA. À la fin des opérations, il sera aussi plus facile de recouvrir la totalité des rejets (stériles etrésidus miniers) avec une couverture multicouche car on réduit les effets de hauteur et de pentequi compliquent la conception et la construction de ces systèmes. D’autres techniques de co-disposition sont d’ailleurs également à l’étude afin de contrôler ces phénomènes (voir Wilson,2002, cette conférence).L’applicabilité de la technique de co-disposition des stériles dans les parcs à résidus dépendnaturellement des proportions relatives des divers rejets produits et des superficies disponibles.Dans le cas des mines souterraines, où la proportion de stériles représente typiquement entre 10et 30 % de la quantité de rejets du concentrateur, cette technique peut être directement adoptée.Pour les mines à ciel ouvert toutefois, la proportion peut être inversée, et l’abondance des rochesstériles ne permettrait pas nécessairement de déposer la totalité de celles-ci dans un bassinconventionnel de résidus miniers. Néanmoins, il est possible de déposer une partie ceux-ci dansle parc à résidus de façon à améliorer les propriétés des rejets et à diminuer la quantité d’eauacide produite; cela faciliterait également la restauration à la fermeture. Cette technique de co-disposition fait actuellement l’objet d’études de la part des auteurs.6. DERNIÈRES REMARQUESFace aux particularités des ouvrages de retenue des résidus miniers et aux spécificités ducomportement mécanique et hydraulique des rejets du concentrateur, l’ingénieur est encoreaujourd’hui confronté à de nombreuses difficultés face à l’évaluation de la stabilité des digues.Ceci peut expliquer, du moins en partie, la fréquence et la persistance des incidents quisurviennent à travers le monde. Dans cette présentation, les auteurs ont fait un bref survol desaspects les plus importants, en insistant sur la nature des problèmes et sur les solutionsdisponibles pour améliorer la stabilité de ces ouvrages. En terminant, il vaut la peine de soulignerà nouveau les éléments qui demandent une attention particulière lors des étapes d’analyse, deconception, de construction et de suivi des ouvrages :• Les conditions de densité et de saturation variables, qui affectent les mouvements de l’eau et la résistance mécanique des matériaux. 20
  21. 21. • Les variations perceptibles du climat qui ajoutent aux incertitudes pour l’estimation et le contrôle des niveaux d’eau et des débits de fuite à travers les digues de retenue.• Les limitations inhérentes aux méthodes conventionnelles d’analyse de stabilité, basées sur le principe de l’équilibre limite, et les exigences additionnelles imposées par les méthodes d’analyse numériques des contraintes et des déformations.• La problématique reliée aux séismes, qui a reçu peu d’attention au Québec, et qui pourrait s’avérer particulièrement critique dans le cas d’un tremblement de terre significatif dans une région minière, en regard de la stabilité des pentes et de la liquéfaction des rejets.• L’absence de méthodes fiables pour évaluer le comportement des rejets face aux mécanismes d’érosion régressive; ceci est également vrai pour les phénomènes d’érosion de surface pour les digues et les rejets entreposés dans les parcs à résidus.• La possibilité d’optimiser l’utilisation de l’espace et d’améliorer la stabilité des ouvrages en développant des méthodes de co-dispostion des rejets de concentrateur et des roches stériles; une co-disposition dans le parc à résidus apparaît comme une solution prometteuse pour la gestion de rejets solides et liquides.Ces aspects représentent quelques uns des principaux défis qui subsistent aujourd’hui, et ilsconstituent des avenues de recherche pour l’équipe des auteurs de cet article.7. REMERCIEMENTSUne grande partie des travaux associés au contenu de cet article a été supportée par lespartenaires de la Chaire CRSNG Polytechnique-UQAT en environnement et gestion de rejetsminiers (http://www.polymtl.ca/enviro-geremi). Les auteurs remercient également Lucette deGagné qui a contribué à la préparation du manuscrit.8. RÉFÉRENCESAMINI, F. et QI, G.Z. (2000). « Liquefaction testing of stratified silty sands ». ASCE Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 126(3): 208-217.ANON (2002). « Tailings management ». Mining Magazine, May 2002, pp. 232-238.AUBERTIN, M. (1995). « Critères de stabilité physique des ouvrages pour la fermeture des sites d’entreposage des rejets miniers ». Colloque sur « Les mines de demain en Abitibi- Témiscamingue », organisé par la régionale de Abitibi-Témiscamingue de l’Ordre des ingénieurs du Québec en collaboration avec l’ICM/CIM et l’URSTM, avril 1995, Rouyn- Noranda.AUBERTIN, M., BUSSIÈRE, B, et BERNIER, L. (2002). « Environnement et gestion des rejets miniers ». Cours Min 3313 – École Polytechnique de Montréal, (à paraître sur CD).AUBERTIN, M., DIONNE, J., et MARCOUX, L. (1997). « Design guidelines and stability criteria of engineering works for water covers ». Proc. 4th International Conference on Acid Rock Drainage (ICARD), Vancouver, Vol. IV, pp. 1851-1866.AUBERTIN, M., et CHAPUIS, R.P. (1991). « Critères de conception des ouvrages de retenue des stériles miniers dans la région de l’Abitibi ». C.R. 1ère Conférence Canadienne de Géotechnique Environnementale, pp. 114-127. 21
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