pentes

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)
RÉSUMÉ
Les digues de retenue de résidus miniers devraient être conçues de façon à supporter les charges
les plus défavorables qui puissent être anticipées. Les nombreux incidents survenus au cours des
dernières années à travers le monde montrent toutefois que la stabilité de ces ouvrages reste
encore problématique. Les cas de rupture les plus courants sont reliés aux glissements le long des
pentes, à la liquéfaction des rejets, au débordement des bassins, ainsi qu’à l'érosion régressive et
de surface. Après avoir rappelé la nature et l’importance des certains incidents récents, l’origine
de ces problèmes est brièvement présentée. On aborde ensuite le lien entre les critères à adopter
pour la conception des ouvrages et les risques associés à leur rupture. De nouvelles avenues pour
aider à contrôler certains problèmes sont enfin discutées, en mettant l’emphase sur la co-
disposition des roches stériles dans le parc à résidus miniers.
ABSTRACT
Tailings 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 world
show that the stability of these retaining structures remains problematic. The most common cases
of failure are caused by slips along the slopes, loose tailings liquefaction, overflow of ponds, and
by regressive and surface erosion. After having recalled the nature and importance of some recent
incidents, the origin of these problems is briefly mentioned. Then, the relationship that exists
between the design criteria and the risks associated with dam failure is also presented. New
alternatives to help control these problems are finally discussed, with an emphasis on the co-
disposal of waste rocks in tailings impoundments.
1

2. 1. INTRODUCTION
À une époque encore récente, la rupture occasionnelle d’une digue de retenue de résidus miniers
était considérée comme un des risques incontournables, malheureux mais acceptables, découlant
des activités minières (Glos, 1999). Ce n’est certainement plus le cas de nos jours. Un certain
nombre d’incidents récents sont d’ailleurs devenus des événements très médiatisés, ayant attiré
l’attention du public, des organismes réglementaires, des associations professionnelles et de
l’industrie minière en général. Les préoccupations croissantes à cet égard sont justifiées car la
rupture d’une digue peut engendrer des conséquences graves pour la sécurité des personnes et des
infrastructures. Les instabilités majeures représentent également des situations critiques d’un
point de vue légal et économique, et elles sont susceptibles de causer des torts considérables à
l’environnement. En outre, il ne faut pas non plus minimiser les effets négatifs que de tels
événements peuvent avoir sur l’image de l’entreprise et de l’industrie minière en général, et sur la
disponibilité des fonds requis pour les opérations auprès des organismes financiers. Mais malgré
ces retombées négatives, on a relevé au cours des dernières années, plusieurs incidents, un peu
partout 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 exemple
l’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 être
expliqués par des principes classiques bien connus dans le domaine. Une application
systématique des connaissances appropriées aurait alors suffit pour prévenir la majorité des
incidents 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 à
assurer la stabilité des digues et barrages. L’association minière du Canada (Mining Association
of Canada; MAC, 1998, 2002) a aussi présenté des recommandations relatives à la sécurité des
ouvrages de retenue pour les résidus miniers et à la gestion des rejets tout au long de leur cycle
de vie (voir aussi Poirier, 2002, cette conférence). Des directives analogues existent également
dans plusieurs autres pays (e.g. DME, 1999; Ranasooriya, 2001). Certaines recommandations
sont aussi proposées par des entreprises privées (e.g. WMC 2001) et par des organismes
internationaux comme la commission internationale des grand barrages (CIGB-ICOLD). On
observe ainsi une tendance claire, au niveau mondial, qui vise une certaine standardisation des
pratiques de gestion, des méthodes d’analyse et des critères de conception employés pour la
disposition des rejets miniers. Il est loin d’être certain cependant que ces mesures permettront de
réduire la fréquence des incidents malheureux. La solution à ces problèmes passe d’abord par une
bonne connaissance de leur origine et par une application systématique des méthodes pour les
prévenir.
2

3. Au Québec, où l’on dénombre 144 digues de retenue de résidus miniers (dont plus de la moitié
ont 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 fait
suite aux recommandations de la Commission Nicolet (1997) qui a relevé la rupture de 3 barrages
et digues survenus dans le région du Saguenay durant les inondations de juillet 1996. Cette
législation pourrait avoir des effets sur les pratiques de conception et de construction des
ouvrages de retenue pour les rejets miniers.
Dans cet article, les auteurs rappellent d’abord quelques faits relatifs aux incidents recensés ces
dernières années. On présente ensuite certains points particuliers qui doivent faire l’objet d’une
analyse spécifique pour établir les conditions de stabilité des ouvrages. Quelques critères de
stabilité applicables aux situations usuelles sont ensuite introduits. Enfin, on propose une
approche visant à mieux contrôler les problèmes d’instabilité à partir d’une co-disposition des
roches stériles dans le parc à résidus.
2. NATURE DES PROBLÈMES OBSERVÉS
Malgré l’état avancé des connaissances sur le comportement hydro-mécanique des matériaux
meubles, sur les saines pratiques opérationnelles des parcs à résidus miniers et sur les méthodes
d’auscultation des ouvrages, la stabilité physique des digues de retenue des rejets de
concentrateur demeure un problème significatif pour l’industrie minière. Comme il existerait plus
de 3500 ouvrages de ce type à travers le monde (Davies et Lighthall, 2001), il est utile d’avoir
recours aux bases de données et aux analyses statistiques disponibles afin d’évaluer les causes
typiques des incidents (ruptures et autres incidents) documentés. Il faut néanmoins mentionner ici
que l’inventaire reste incomplet car les cas de rupture n’ont pas tous été recensés et l’accès à
l’information n’est pas toujours facile (selon les pays). Pour se faire une bonne idée de la nature
des problèmes répertoriés, on peut consulter les rapports compilés par le « US Commitee on
Large 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 Uranium
Project » indique qu’il y a eu au moins 77 ruptures majeures survenues depuis 1960, dont 24 aux
USA, 8 au Chili, 6 aux Philippines et en Grande Bretagne, et plusieurs autres en Bulgarie, au
Pérou, en Chine, en Espagne, en Afrique du Sud, en Roumanie, au Canada, en Italie, au Brésil, au
Japon et ailleurs. (voir site http://www.antenna.nl/wise-database/uranium/mdaf.html.) À titre
indicatif, le tableau 1 décrit sommairement 17 événements majeurs survenus au cours de la
dernière décennie.
Il ressort de ces cas documentés que la stabilité des digues peut être compromise par trois
grandes classes de mécanismes de rupture (CIGB, 1996a), soient : l’instabilité des fondations ou
du corps des digues, l’effet d’événements extrêmes (crues, séismes, ouragans), et le résultat de la
dégradation 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. 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 autres
références citées dans le texte).
Date Endroit Type d’incident et impact
22 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,
Brésil
18 oct. 00 Nandan county, Rupture de digue; au moins 15 morts et 100 disparus; plus de 100
province de habitations détruites.
Guangxi, Chine
11 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
l'environnement.
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 l'eau 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. 2 sept. 95 Placer, Surigao Rupture des fondations d’une digue; 50,000 m3 de résidus
del Norte, déversés; 12 victimes; pollution côtière.
Philippines
19 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.
USA
22 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.
Bulgarie
Les principales causes spécifiques de défaillance sont résumées au tableau 2. Elles incluent la
submersion de la crête par une crue des eaux excessives dans le bassin, l’érosion régressive du
matériau dans la digue ou dans la fondation causée par des pressions interstitielles trop élevées,
l’érosion des surfaces due à l'entraînement des particules par l'eau ou le vent, le glissement de
zones instables le long des pentes attribuable aux sollicitations statiques ou dynamiques, la
liquéfaction des rejets lâches et saturés, et l’instabilité des sols de fondation face à un tassement
excessif ou à une rupture par cisaillement.
La nature de ces problèmes est aussi illustrée au tableau 3 qui présente une analyse de plus de
200 événements répertoriés par la CIGB (2001). Ces données montrent que la majorité des cas de
rupture (56%) et des autres accidents (26%) surviennent en période d’opération, soit dans 82% de
tous les incidents. L’instabilité des pentes et des fondations, les séismes et le débordement en
crête sont les principales causes identifiées pour les sites actifs. Les débordements et les séismes
sont les causes les plus fréquentes en phase post fermeture.
Les phénomènes d’instabilité mentionnés plus haut sont bien connus dans le domaine des digues
et barrages en terre classiques construites pour retenir l’eau. Face aux particularités structurales
des ouvrages miniers et à la spécificité du comportement mécanique et hydraulique des rejets du
concentrateur retenus en amont des digues, ces phénomènes doivent toutefois être analysés en
fonction de caractéristiques bien différentes.
5

6. Tableau 2. Description des principales causes d’instabilité des ouvrages de retenue construits pour
l’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 données
de 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. Il faut notamment considérer ici que les méthodes de construction impliquent souvent
l’utilisation de rejets miniers dans la structure des digues. Les méthodes de construction
courantes 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 miniers
peuvent avoir une envergure considérable, mais les digues de grande dimension ne sont pas
nécessairement plus à risque (bien que leur rupture puisse engendrer des dommages plus
importants). Une étude récente révèle ainsi que 54% des incidents (ruptures et accidents) ont été
enregistrés 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 plus
vulnérables face à de tels incidents, représentant environ 89 % des incidents documentés (voir
aussi Strachan, 2002).
Les problèmes rapportés sont donc persistants et diversifiés, et il est utile de décrire certaines des
causes usuelles d’instabilité et de revenir sur les méthodes disponibles pour leur analyse et leur
contrôle.
3. ANALYSE DE LA STABILITÉ DES DIGUES
3.1 Écoulement de l’eau
Le point de départ des analyses de stabilité des ouvrages de retenue porte usuellement sur la
détermination du niveau de la nappe phréatique, du débit de fuite et des pressions interstitielles
exercées dans la digue. Il faut pour cela tenir compte des particularités du comportement des
rejets qui sont largement imputables à la méthode de mise en place. Ceux-ci sont généralement
déposés dans un état lâche et saturé, et leur consolidation peut être lente en raison d’une teneur en
eau initiale élevée et d’une faible conductivité hydraulique. Le comportement des rejets et des
digues est influencé par les conditions de venue d’eau, la nature des matériaux, l’anisotropie des
propriétés des résidus, la consolidation hydrodynamique du squelette des rejets pendant et après
leur accumulation, ainsi que par la création de conditions non saturées qui peuvent se développer
dans certaines zones du parc.
Puisque l’on retrouve dans le parc à résidus des conditions de saturation variable, les méthodes
numériques, telle la méthode des éléments finis, peuvent se révéler très utiles pour analyser
l’écoulement de l’eau (e.g. Chapuis et al., 2001). À partir de calculs numériques effectués en
tenant 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) à
travers des digues homogènes et des digues à noyau (sur des sols imperméables). Cette
expression s’écrit:
 ∆h 2  ∆h 2  
2
Q = k sat α 1 + α 2 +α3 
  
 (1)


L  L   
7

8. Dans cette équation ksat (m/s) est le coefficient de perméabilité (conductivité hydraulique) saturé
des matériaux de la digue homogène ou du noyau de la digue, et ∆h est la charge hydraulique
totale 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 au
pied du talus aval de la digue et le point de contact de la surface libre de l’eau sur la face (figure
1a). Dans le cas de digues avec un noyau imperméable, L=0.5(Lmax+Lmin) où Lmax et Lmin
représentent 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 de
Chapuis et Aubertin, 2001).
Notons toutefois que dans le cas des digues construites en partie ou en totalité avec des résidus, la
relation (1) néglige certains facteurs tel que la présence d’une plage non submergée, l’anisotropie
de perméabilité, et l’écoulement dans les matériaux de fondation. Elle permet néanmoins
d’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. modifiées qui seraient plus appropriées à des situations particulières différentes de celles
illustrées ici.
Tableau 4. Valeurs des paramètres α1, α2 et α3 (de l’équation 1) pour les digues homogènes et à
noyau 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 0
Pour établir les réseaux d’écoulement à travers les digues, il faut estimer la position du niveau
d’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 sur
la crue de projet sélectionnée. L’ampleur de cette crue est généralement déterminée à partir des
données climatiques accumulées et analysées statistiquement. Il est cependant de plus en plus
difficile d’estimer les conditions critiques en raison des incertitudes associées aux variations
climatiques enregistrées ces dernières années. En plus de réduire la signification des données
antérieures, les changements du climat ont souvent pour effet d’amplifier l’ampleur et la
fréquence 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 des
événements selon une période de récurrence plus grande, qui ont une probabilité plus faible de
survenir. Cet aspect est particulièrement important pour les bassins qui accumulent beaucoup
d’eau, comme ceux utilisés pour contrôler la production du drainage minier acide. Les digues
associées à de tels types de bassin représentent d’ailleurs un défi considérable pour assurer leur
stabilité à très long terme (e.g. Aubertin et al., 1997; Vick, 2002).
3.2 Stabilité statique
Les approches conventionnelles développées en géotechnique, souvent basées sur le principe de
l'équilibre limite, sont régulièrement utilisées pour l'analyse de la stabilité des ouvrages de
retenue sous chargement statique (Vick, 1983; Aubertin et Chapuis, 1991). On doit toutefois les
adapter pour tenir compte des particularités des ouvrages miniers qui sont construits
progressivement, souvent sur plusieurs années. Les paramètres de résistance et les pressions
interstitielles doivent être estimés selon le type de digue et le mode de construction. Il faut aussi
rappeler que la méthode par équilibre limite est incomplète car elle ne satisfait pas totalement la
compatibilité entre les déformations internes de la masse et les déplacements (e.g. Caldwell et
Moss, 1985; Eisenstein et Naylor, 1986; Krahn, 2001). De plus, l’hypothèse d’un glissement sous
forme de corps rigide ne reflète pas très bien les conditions réelles pour les rejets lâches déposés
hydrauliquement. Dans le cas des digues construites à partir des rejets du concentrateur, la
rupture serait plutôt reliée à une déformation marquée de la zone amenée à l'état limite.
9

10. Pour ces raisons, des méthodes plus élaborées, incluant les méthodes numériques d'analyse des
contraintes et des déformations, devraient aussi être utilisées en complément des méthodes
d’analyse plus classiques. En ce sens, on doit favoriser une approche hiérarchisée où l’on
applique en premier lieu les méthodes les plus simples, qui sont ensuite complétées par des
méthodes plus complexes mais aussi plus représentatives. A cet égard, la méthode des éléments
finis (FEM) est particulièrement intéressante, notamment parce qu’elle permet d’évaluer les
possibilités de rupture progressive et d’estimer les déplacements induits (e.g. Krahn, 2001;
Verástegui et al., 2002). Par contre, elle nécessite l'utilisation de lois de comportement plus
élaborées 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 les
ouvrages miniers (Blight, 1997; Fahey et al., 2002). La saturation variable doit être prise en
compte puisqu’elle affecte le facteur de sécurité réel (Fredlund et Rahardjo, 1993). On peut
évaluer l’effet de la saturation sur la résistance au cisaillement des matériaux à partir de la courbe
de rétention d’eau CRE (Vanapalli et al., 1996; Fredlund et al., 1996), qui elle-même peut être
estimée 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 des
propriétés non saturées des rejets se poursuivent au sein de l’équipe des auteurs de cet article.
3.3 Chargement dynamique des talus
Les chargements dynamiques induits par les efforts sismiques, et occasionnellement par le
dynamitage ou la machinerie, peuvent réduire la stabilité des pentes en augmentant la contrainte
de cisaillement, en rehaussant la pression interstitielle et en réduisant la résistance mobilisable
dans les matériaux meubles. Comme ce sont surtout les matériaux pulvérulents fins, lâches et
saturés qui sont les plus susceptibles de causer des problèmes, les digues construites avec des
rejets par la méthode amont sont donc particulièrement touchées (e.g. Gomes et al., 2002). Selon
les données de la CIGB (2001), sur 18 cas de rupture de digue en opération causée par des
séismes (voir tableau 3), 14 avaient été construites par la méthode amont. De plus, trois des 5
incidents survenus sur des ouvrages inactifs ont aussi été reliés à des digues construites par la
méthode amont.
L’analyse de stabilité des pentes soumises à des efforts sismiques implique la détermination
d’une accélération de projet (e.g. Aubertin et al., 2002). À cet égard, on utilise de plus en plus
souvent la valeur du séisme maximal probable MCE (Maximum Credible Earthquake), ou une
forte proportion de cette valeur, pour fixer l’accélération des particules ag (et le coefficient
sismique ng) applicable à un projet. L’évaluation préliminaire des conditions de stabilité peut se
faire 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 pour
prédire le comportement des digues et des remblais en cas de sollicitation sismique, car elles ne
tiennent pas compte de plusieurs facteurs importants (tel la distribution des forces dynamiques
dans la masse, l'augmentation des pressions interstitielles, la réduction de la résistance du
matériau par les déformations induites, et l’effet des sollicitations cumulées). On peut néanmoins
considérer que la méthode pseudo-statique est acceptable pour des analyses préliminaires lorsque
les digues sont peu élevées (hauteur ≤ 20 à 30 m), dans des zones où l’accélération est faible ou
10

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 d'analyse plus élaborées (e.g. Davis
et Berrill, 2001).
3.4 Liquéfaction
Lorsque des sols ou des rejets lâches et saturés sont soumis à des sollicitations mécaniques, le
drainage 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 liquéfaction
lorsque la résistance devient nulle, est rencontré surtout avec les matériaux pulvérulents ayant un
comportement 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. Il
peut en découler des conséquences importantes, notamment en ce qui a trait aux pressions des
terres sur les ouvrages de retenue (qui peuvent pratiquement doubler en quelques secondes) et à
la stabilité des pentes.
La réponse des matériaux meubles aux chargements dynamiques (ou cycliques) a fait l’objet de
nombreuses études de laboratoire, principalement à partir d'essais conventionnels comme l'essai
de compression triaxiale cyclique (e.g. Gomes et al., 2002). Ces études ont montré que le
comportement du matériau dépend de l'accélération, de la fréquence et de la durée de
chargement, du degré de saturation, de la granulométrie, de l'indice de densité, de l'historique de
déformation, de la structure, de la conductivité hydraulique et de l'incrément de la contrainte
appliquée. On peut aussi apprendre beaucoup à partir d’essais sur des modèles physiques de plus
grande dimension (e.g. Ueng et al., 2002). Un tel modèle pour des essais de liquéfaction sur table
vibrante a récemment été développé à l’École Polytechnique (Jolette, 2002), et il est utilisé par
l’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 en
comparant la résistance cyclique mobilisable par le matériau à la contrainte de cisaillement
anticipé suite aux sollicitations dynamiques (e.g. Vick, 1983). Le danger de liquéfaction peut
aussi être évalué par des solutions analytiques en contraintes totales (selon la contrainte
appliquée et le nombre de cycles), ou par des analyses numériques en contraintes effectives avec
solutions couplées ou découplées. Par exemple, une analyse dynamique non linéaire par éléments
finis, en contraintes effectives, a été utilisée par Popescu (2002) pour étudier la réponse d’un sol
à une excitation dynamique.
Le potentiel de liquéfaction peut aussi être estimé par des essais en place, tel l'essai de
pénétration standard (SPT), l'essai 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 été
considérée) est la stratification souvent observée dans les dépôts de rejets (e.g. L'Écuyer et al.,
11

12. 1993). On sait maintenant qu’une telle stratification peut affecter sérieusement la résistance à la
liquéfaction des matériaux (e.g. Amin et Qi, 2000).
Enfin, bien que la liquéfaction cyclique soit la plus étudiée, il peut aussi y avoir une liquéfaction
statique lorsque l’augmentation de la pression interstitielle et la perte de résistance au
cisaillement se produit sous l’action de charges mortes (Hicks et Wong, 1988; Davies, 2002). Ce
type de liquéfaction serait à l’origine de la rupture, en 1994, de la digue de retenue des résidus à
Merriespruit en Afrique du Sud, qui causa 17 morts ainsi que de graves dégâts matériels et
environnementaux (Fourie et Papageorgiou, 2001; Fourie et al., 2001).
3.5 Érosion régressive
Au fil des ans, on a identifié plusieurs cas de ruptures de digue dues à l’érosion régressive à
travers les digues et leur fondation (Foster et al., 2000). Pour les digues de retenue de résidus
miniers, 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 lorsqu'il y a une circulation d'eau importante au travers le
remblai ou sa fondation. Ces écoulements risquent, petit à petit, d'entraîner des particules fines
jusqu'à la formation d'un véritable conduit dans le corps de l’ouvrage. En pratique, l’érosion
régressive se produit lorsque les débits de percolation (et le gradient hydraulique) n’ont pas été
bien contrôlés, ou encore lorsque les filtres et/ou drains ont été mal conçus ou mal construits. La
présence d’un chemin de moindre résistance comme des fissures, des voies de percolation à
proximité des conduites rigides, ou des zones lâches dans des matériaux hétérogènes, favorisent
le développement d’érosion régressive. Outre l’érosion interne (aussi appelée suffossion), qui
désigne la migration des particules fines au sein d’un matériaux unique, l’érosion régressive
inclue 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 ils
doivent faire l’objet de nouvelles investigations pour les adapter aux particularités des résidus
miniers. On sait néanmoins que pour réduire les risques d’érosion régressive, des dispositions
doivent être prises pour diminuer le gradient hydraulique, soit en contrôlant le niveau de la nappe
phréatique ou en augmentant les pertes de charges et/ou la longueur du chemin de percolation. À
cet égard, le gradient hydraulique est un paramètre clé. Dans un premier temps, les risques de
rupture par érosion régressive peuvent être évalués par des méthodes basées sur des données
statistiques relatives aux digues endommagées par ce phénomène. Pour représenter ces résultats,
on utilise le gradient hydraulique critique ic comme terme de référence dans l’expression
suivante (Tschugajew 1965):
Q
≤ ic (2)
k sat H
Dans cette équation, Q est le débit de percolation (m3/s.m), ksat est la conductivité hydraulique
saturée (m/s), et H est l’épaisseur de la couche considérée (m). Ici, la valeur de Q peut être
estimée par une méthode numérique ou par une autre méthode appropriée (telle l’équation 1)
12

13. adaptée au digues de retenus des résidus. Des valeurs ic à ne pas dépasser sont suggérées dans le
tableau 5. Il existe aussi d’autres approches, basées sur des conditions plus fondamentales, pour
définir le gradient critique (Schmertmann 2000, 2002).
Tableau 5. Valeurs du gradient hydraulique critique ic pour contrôler l’érosion régressive (selon
Tschugajew, 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 – 0.52
La mise en place d’un filtre adéquatement dimensionné constitue un moyen efficace pour contrer
le risque d’érosion régressive. Les critères généralement utilisés pour évaluer la stabilité contre
l’érosion entre les deux matériaux impliquent le rapport D15f/D85b (où D15f est le diamètre
correspondant à 15 % de passant sur la courbe granulométrique du filtre et D85b est le diamètre
correspondant à 85 % de passant sur la courbe granulométrique du matériau à protéger). Ceux-ci
ne considèrent toutefois pas certains facteurs clés comme l’épaisseur du filtre, la pression de
confinement, et l’ampleur du gradient hydraulique. L’influence de ces facteurs sur la
susceptibilité à l’érosion régressive d'un sol à travers un filtre a récemment été étudiée en
laboratoire par Tomlinson et Vaid (2000). Leurs résultats indiquent qu’un filtre est généralement
efficace 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. Ces
résultats, obtenus en utilisant des billes de verres uniformes, ne tiennent toutefois pas compte de
l’influence de la forme, de la texture des surface, et de l’hétérogénéité des particules. Devant les
incertitudes qui persistent, les auteurs de cet article poursuivent des recherches sur ces
phénomènes en relation avec le comportement des rejets miniers.
3.6 Débordement en crête et érosion de surface
Des études hydrologiques appropriées permettent d’établir le bilan hydrique du bassin
d'entreposage des rejets en tenant compte des apports d'eau (précipitation, ruissellement,
décharge d'autres bassins, cours d'eau affluent, eau résiduelle dans la pulpe, etc.), des pertes
encourues (évaporation, percolation dans le sol et écoulement dans les digues, débit de l'effluent
final, eau recirculée, etc.), et du volume emmagasiné. Pour une conception sécuritaire, il faut
considérer des conditions de ruissellement et d'emmagasinement défavorables, incluant la
présence préalable d'eau dans le bassin (attribuable par exemple à une averse récente ou à la fonte
des neiges). Les ouvrages de retenue et de confinement des rejets miniers doivent permettre de
contrôler la crue de projet (correspondant à la condition d’accumulation la plus défavorable
envisagée) de façon à éviter un débordement en crête, ce qui pourrait conduire à une rupture avec
déferlement des eaux et des résidus. Les ouvrages d'évacuation et l’ampleur de la revanche
minimale entre le niveau maximal de l'eau dans le bassin et la cote de la crête de la digue doivent
13

14. être soigneusement conçus pour ces conditions critiques (Vick, 1983; Aubertin, 1995). La
possibilité d’un mauvais fonctionnement des équipements de régulation du niveau d’eau doit
aussi 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 taille
des particules et de leur cohésion), de la végétation, de la longueur et de la pente des talus. Les
principaux facteurs régissant la résistance à l’érosion hydrique sont inclus dans l’équation
générale 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 (ou
pouvoir érosif de la pluie), Ke est le coefficient du sol (sol perdu/surface érodée), LT est un
coefficient de longueur du talus, S est un coefficient de pente des talus, P est le coefficient de
contrôle de l’érosion et C le coefficient de la végétation. Il existe aussi une équation du même
type qui décrit l’érosion éolienne (« Wind Loss Equation », CIGB, 1996b). Toutefois, comme ces
relations ont été développées principalement par les agronomes, elles ne peuvent pas toujours
être appliquées directement aux parc à résidus.
La végétation est généralement considérée comme le moyen le plus efficace pour prévenir
l’érosion de surface. Les plantes peuvent aussi contribuer à la stabilité des pentes en abaissant la
nappe et en agissant comme renforcement (Blight, 1997). La végétalisation des digues et des
rejets doit toutefois se faire de manière à ne pas mettre en danger l’intégrité des ouvrages, ce qui
implique un choix approprié des plantes et un suivi de la croissance et de la diversification
naturelle.
Le débordement et l’érosion due au ruissellement peuvent initier la naissance et la progression de
brèches à travers les digues. Celles-ci peuvent se développer jusqu’à la ruine complète de
l’ouvrage. Il existe bien quelques méthodes pour prédire le développement d’une brèche à partir
des caractéristiques géométriques de la digue, des propriétés des matériaux et des paramètres liés
aux 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 additionnels
pourraient s’avérer très utiles pour aider à assurer leur stabilité à court, moyen et long termes.
4. CRITÈRES DE STATIBILITÉ
Les critères de conception des digues et des ouvrages connexes sont usuellement établis selon
une classification basée sur leur envergure et sur les dangers potentiels causés par une défaillance
majeure. La classification adoptée pour un projet peut aussi dépendre des normes locales en
vigueur. Un exemple de classification, inspiré de recommandations tirées de la littérature (Vick,
14

15. 1983; Cassidy et Hui, 1990; Williamson, 1990; Aubertin et al., 1997), est présenté aux tableaux
6a et 6b. Cette classification a la particularité d’inclure les aspects environnementaux dans le
processus 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 > 60
Tableau 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 le
danger. On affecte alors à chaque digue une cote de 1 à 3 (voir tableau 7). Plus la catégorie est
faible, plus les considérations de design, de construction et de surveillance doivent être
rigoureuses.
15

16. Tableau 7. Exemple de classification de digues selon l’envergure et le danger potentiel (adapté de
DME, 1999).
Facteur de classification Catégorie
Danger potentiel Élevé Significatif Faible
> 15m 1 1 1
Envergure 5-15m 1 2 2
< 5m 1 2 3
Comme on l’a déjà mentionné, les ouvrages retenant les rejets du concentrateur doivent avoir la
capacité de supporter les combinaisons de charges les plus défavorables qui peuvent être
anticipées pendant la construction et l'opération 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 plus
en plus difficile de prédire les conditions hydriques susceptibles de survenir sur un site, en raison des
changements climatiques qui invalident partiellement les données statistiques accumulées au fil des
ans. La prudence est donc de mise lorsqu’il faut choisir les périodes de récurrence (pour les
précipitations maximales) et les facteurs de sécurité. Cela est particulièrement vrai pour les bassins
avec recouvrement en eau qui ont une durée de vie très longue et une probabilité cumulative qui peut
se révéler particulièrement critique (e.g. Aubertin et al., 1997; Vick, 2002).
La facteur de sécurité FS global est employé avec les méthodes conventionnelles d'analyse de
stabilité pour établir la conformité d’un ouvrage. La valeur de FS est définie numériquement comme
le 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, le
type de sollicitation et la probabilité d'apparition de l'événement. Le tableau 8 présente des
valeurs du FS proposées pour l’analyse de stabilité de digues sous diverses conditions (Aubertin,
1995; Aubertin et al., 2002). Ces valeurs s'inspirent de recommandations tirées de la littérature,
ajustées pour les conditions spécifiques qui nous intéressent ici.
Le calcul d'un facteur de sécurité avec une valeur unique pour toute la surface de rupture ne
représente qu’une des approches disponibles pour évaluer la stabilité des ouvrages. Des méthodes
plus complètes permettent de mieux tenir compte de la distribution non homogène des contraintes
et de la nature variable des paramètres qui interviennent dans de telles analyses (e.g. Christian et
al., 1992; Duncan, 1992; Hassan et Wolff, 1999). Les méthodes d’analyse numérique par
éléments finis et/ou différences finies constituent en ce sens des outils précieux, qui sont de plus
en plus souvent utilisés par l’ingénieur. Leur emploi est facilité par la disponibilité de codes de
calcul commerciaux et par la capacité accrue des ordinateurs. De telles approches peuvent
s’avérer très utiles lorsqu’elles sont employées avec discernement.
16

17. Tableau 8. Valeurs du facteur de sécurité suggérées pour les analyses de stabilité des digues de
retenue pour les résidus miniers; la valeur de FS devrait être plus élevée lorsque le risque ou
l’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 1.5
Des approches complémentaires sont également employées de plus en plus fréquemment pour
aider l’ingénieur dans son travail d’analyse et de conception. Par exemple, on procède assez
régulièrement à une analyse du risque, défini comme le produit de la probabilité et des
conséquence (économiques, environnementales et humaines) d’un événement. À l’occasion, on
introduit aussi un indice de fiabilité dans les analyses (e.g. Gui et al., 2000). Des approches de
type multicritère ont aussi été développées pour aider à choisir la localisation des ouvrages dans
des zones acceptables; pour cela on peut employer l’indice de dangerosité (ID) qui évalue le
danger 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 conception
des ouvrages.
5. CO-DISPOSITION DES ROCHES STÉRILES DANS LE PARC À RÉSIDUS
Les problèmes géotechniques mentionnés dans ce qui précède ne sont pas nouveaux, et des
méthodes connues permettent de les prévenir ou de les contrôler. Leur mise en application peut
17

18. toutefois engendrer des difficultés opérationnelles et des coûts substantiels, susceptibles dans
certains 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 à
diminuer les volumes entreposés en surface), il existe quelques approches alternatives pour aider
à prévenir les problèmes de stabilité des ouvrages. En particulier, il s’est développé au cours des
dernières années diverses techniques d’épaississement, densification et assèchement des résidus
pour 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). Il
s’agit d’approches très prometteuses pour améliorer les propriétés mécaniques et hydrauliques
des 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 peut
d’autre part envisager de déposer une portion ou la totalité des roches stériles à l’intérieur du parc
à résidus, tel qu’illustré schématiquement à la figure 2. Les roches stériles, qui ont généralement
de meilleures propriétés mécaniques que les rejets du concentrateur, servent alors de matériau de
renforcement 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’intérieur
des bassins de résidus sous forme de remblais continus (pouvant même former des cellules
fermées à l’intérieur du parc) élevés progressivement au fur et à mesure que les rejets y sont
accumulés. 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 stabilité
géotechnique 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 éléments
de renforcement et de drainage qui aident aussi à accélérer la consolidation des rejets, ce qui
augmente leur densité en place et améliore leurs propriétés géotechniques. La géométrie
particulière de ces éléments structuraux (dimension, espacement, forme etc.) dépend des
propriétés hydrogéologiques et géotechniques respectives des roches stériles et des rejets du
concentrateur. Parmi les considérations importantes à analyser, il faut prêter une attention à leur
espacement qui dépend de la conductivité hydraulique et de l’épaisseur des résidus miniers. Leur
forme et leur dimension vont également dépendre des conditions de sollicitation les plus
critiques, qui incluent les contraintes induites par une liquéfaction (statique ou cyclique) des
rejets. Dans un tel cas, les composantes de roches stériles pourront aider à supporter
l’accroissement des charges latérales produites par les résidus et accélérer la dissipation des
surpressions d’eau responsables du phénomène de liquéfaction.
Il est également nécessaire de vérifier la compatibilité granulométrique des matériaux, en terme
de critères de filtre et de stabilité interne. À cet égard, on peut optimiser la répartition de la
fraction sableuse issue de la ségrégation des rejets déposés en bout de tuyau puisque les points de
déversements peuvent être déplacés à l’intérieur du bassin sur les digues et les remblais internes.
18

19. Figure 2: Schématisation d’une co-disposition des rejets de concentrateur et des roches stériles
dans un parc à résidus: a) vue en plan; b) vue en coupe (section à travers la ligne du 1er îlot).
19

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 la
construction du parc. Ils peuvent ainsi être placés au fond des bassins en amont des digues (figure
2b) pour créer un tapis drainant qui aide à réduire les pressions interstitielles et à accélérer la
consolidation des rejets; il s’agit là d’éléments positifs pour la stabilité géotechnique de ces
derniers (Aubertin et Chapuis, 1991).
Cette forme de co-disposition est également attrayante pour ses avantages sur le contrôle du
drainage minier acide (DMA). Il est bien connu que la génération de DMA est difficile à prévenir
dans les haldes à stériles de grande dimension (e.g. Aubertin et al.; Lefebvre et al.; cette
conférence). Dans un cas tel que celui illustré à la figure 2, les remblais de roches stériles sont
beaucoup moins hauts que les haldes conventionnelles. Aussi, ils sont plus uniformes et leur
porosité est réduite par la présence de rejets du concentrateur. Cela diminue leur perméabilité à
l’air et à l’eau, réduisant ainsi la possibilité de créer des conditions favorables à la production du
DMA. À la fin des opérations, il sera aussi plus facile de recouvrir la totalité des rejets (stériles et
résidus miniers) avec une couverture multicouche car on réduit les effets de hauteur et de pente
qui 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 dépend
naturellement 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 10
et 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 roches
stériles ne permettrait pas nécessairement de déposer la totalité de celles-ci dans un bassin
conventionnel de résidus miniers. Néanmoins, il est possible de déposer une partie ceux-ci dans
le parc à résidus de façon à améliorer les propriétés des rejets et à diminuer la quantité d’eau
acide 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 REMARQUES
Face aux particularités des ouvrages de retenue des résidus miniers et aux spécificités du
comportement mécanique et hydraulique des rejets du concentrateur, l’ingénieur est encore
aujourd’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 qui
surviennent à travers le monde. Dans cette présentation, les auteurs ont fait un bref survol des
aspects les plus importants, en insistant sur la nature des problèmes et sur les solutions
disponibles pour améliorer la stabilité de ces ouvrages. En terminant, il vaut la peine de souligner
à nouveau les éléments qui demandent une attention particulière lors des étapes d’analyse, de
conception, 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. • 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 ils
constituent des avenues de recherche pour l’équipe des auteurs de cet article.
7. REMERCIEMENTS
Une grande partie des travaux associés au contenu de cet article a été supportée par les
partenaires de la Chaire CRSNG Polytechnique-UQAT en environnement et gestion de rejets
miniers (http://www.polymtl.ca/enviro-geremi). Les auteurs remercient également Lucette de
Gagné qui a contribué à la préparation du manuscrit.
8. RÉFÉRENCES
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21

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