ÉVALUATION DES PRESSIONS DANS LES CHANTIERS REMBLAYÉS ET SUR LES BARRICADES

Michel Aubertin

1,*, Li Li

1,2, Tikou Belem

3, Richard Simon

1

1École Polytechnique de Montréal

2Génivar (depuis mai 2008)

3Université du Québec en Abitibi-Témiscamingue *Chaire Industrielle CRSNG Polytechnique-UQAT

en environnement et gestion des rejets miniers (http://www.polymtl.ca/enviro-geremi/)

RÉSUMÉ

Les rejets miniers sont communément utilisés comme matériau de remblayage dans les chantiers souterrains. Le remblayage des ouvertures devient alors avantageux d’un point de vue environnemental car il permet de réduire la quantité de rejets (roches stériles ou résidus miniers) entreposée en surface. Mais la fonction première du remblai est le maintien d’un espace de travail sécuritaire et productif. Il est alors essentiel d'évaluer précisément les pressions exercées par le remblai sur les murs et sur les barricades installées dans les galeries près de la base des chantiers. Dans cet article, les auteurs présentent quelques solutions récemment développées afin d’évaluer l’état des pressions dans le remblai. Ces solutions analytiques tridimensionnelles tiennent compte du transfert des contraintes du remblai aux parois des chantiers et des galeries. Les solutions proposées, qui sont basées sur la théorie de l’effet d’arche, sont exprimées en fonction des propriétés du remblai, de la géométrie des ouvertures et de l’emplacement des barricades. Ces solutions permettent de calculer l’ampleur des contraintes normales, effectives et totales, en tenant compte de la pression d’eau dans les pores, pour un remblai partiellement ou totalement submergé. Les solutions s'appliquent aussi bien au cas d’un remblai récemment mis en place, alors que l’effet de la pression interstitielle ne peut pas être négligé, qu’à plus long terme sous une condition drainée (où les pressions interstitielles ont été dissipées). Les résultats issus de ces solutions

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analytiques montrent notamment que la pression totale sur une barricade peut être grandement augmentée par la pression d’eau, tandis que la contrainte effective peut être significativement réduite par les pressions interstitielles (par rapport à la condition drainée ou sèche). Suite à la présentation de résultats types, on discute brièvement de leurs implications pratiques. ABSTRACT Mine wastes are commonly used as backfilling material for underground stopes. Underground backfilling then becomes advantageous from an environmental perspective because it reduces the amount of wastes (waste rocks or tailings) disposed at the surface. But the main role of backfill is to ensure safe and productive work place. It is thus critical to accurately evaluate the pressures exerted on the walls and on the barricades placed in the drifts near the base of the stope. In this paper, the authors present some recently developed solutions for evaluating the stress state in the backfill. The tri-dimensional analytical solutions take into account the stress transfer from the backfill to the walls in the stope and access drift. The stress state solutions, which are based on arching theory, are function of backfill properties, stope geometry and barricade location within the drift. The method also allows a calculation of the effective and total normal stresses, taking into account the pore water pressure generated by partly or fully submerged backfill. The solutions can be applied to backfill shortly after deposition when the effect of pore water pressure cannot be neglected, and also to longer term conditions under a fully drained state (when positive pore pressure has dissipated). The results from these solutions indicate that the total pressure on barricades can be largely increased by water pressure, while the effective stress is significantly decreased (compared to dry or drained conditions). Following the presentation of sample results, practical implications are briefly discussed.

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INTRODUCTION Le remblayage des chantiers est utilisé dans les mines souterraines depuis plus de 60 ans dans le but de maintenir un espace de travail sécuritaire pour le personnel et les équipements, et aussi pour réduire les problèmes de dilution et améliorer l’accès aux zones minéralisées (Kump 2001; Jung et Biswas 2002). On utilise souvent des rejets miniers (roches stériles ou rejets de concentrateur) comme composante principale du remblai car ces matériaux sont disponibles sur le site à peu de frais. Cette pratique permet aussi de réduire la quantité de rejets déposés en surface, ce qui peut aider à réduire les impacts de la mine sur l’environnement (i.e. Aubertin et al. 2002; Reid et al. 2007, 2008; Benzaazoua et al. 2008). L’effet du remblai sur le comportement des chantiers dépend d’un grand nombre de facteurs, incluant notamment la pression qui se développe au contact des parois du massif rocheux et des barricades installées dans les galeries, près de la base des excavations. L’évaluation des contraintes dans les chantiers remblayés doit tenir compte du fait que le remblai est un matériau beaucoup moins rigide que le massif rocheux encaissant. Suite à sa déposition, le remblai frais et déformable a tendance à se tasser (consolider) sous l’effet de son propre poids dans le chantier (e.g. Belem et al. 2006, 2007). Il se développe alors, au contact des épontes, des contraintes de cisaillement dues aux effets de la friction (et de la cohésion dans certains cas). Ceci engendre le transfert d’une partie du poids des terres vers le massif rocheux. Ce type de transfert de charge est associé au phénomène d’effet d’arche (Richards 1966; Handy 1985; Hunt 1986 ; Aubertin et al. 2003; Li et al. 2003). Au cours des dernières années, les auteurs ont développés diverses solutions analytiques et numériques afin de pouvoir calculer les pressions qui se développent dans les chantiers remblayés (e.g., Aubertin et al. 2003, 2005; Li et al. 2003, 2005, 2007; Li et Aubertin 2008a,b,d). Les solutions proposées, qui ont été validées à la l’aide de résultats de mesures obtenus sur modèles physiques et (dans certains cas) de mesures in situ, ont montré la pertinence de la théorie de l’effet d’arche (« arching theory » de Janssen 1895) afin d’analyser ce type de problème. Cette théorie a été introduite en géotechnique par Marston (1930) et ses collaborateurs pour le calcul des pressions (et des forces) sur les conduites en tranchées en sol pulvérulent (e.g., Spangler et Handy 1984; McCarthy 1988). Un peu plus tard, Terzaghi (1943) l’a modifiée afin d’évaluer la distribution des contraintes au-dessus des tunnels creusés dans des sols cohérents (e.g., Ladanyi et Hoyaux 1969, Atkinson et al. 1974). De nos jours, cette théorie est utilisée dans plusieurs autres applications géotechniques, tel l’évaluation des pressions sur les murs de soutènement (Take et Valsangkar 2001; Goel et Patra 2008), et pour établir l’état des contraintes dans les empilements de matériaux granulaires (Michalowski et Park 2005) et dans les digues à noyau (Kutzner 1997). La théorie de l’effet d’arche est aussi très utilisées dans l’industrie des poudres pour évaluer les contraintes dans les silos et les containers (e.g., Cowin 1977; Hartlen et al. 1984; Blight 1986; Ooi et Rotter 1990). Les auteurs présentent dans ce qui suit certaines des solutions analytiques tridimensionnelles récemment développées, comme suite aux résultats présentés il y a quelques années à ce même symposium (Aubertin et al. 2005). Ces solutions originales, basées sur la théorie de l’effet d’arche, peuvent notamment être utilisées afin d’évaluer l'influence de l’emplacement

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des barricades sur l'ampleur des contraintes; ce dernier aspect est particulièrement critique en regard des risquent posés par la rupture de nombreuses barricades observée au fil des ans (e.g., Soderberg et Busch 1985; Grice 1998, 2001; Kuganathan 2001, 2002; Sivakugan et al. 2006a,b; Helinski et Grice 2007; Yumlu et Guresci 2007). Les solutions présentées ici sont applicables aux remblais drainés (sans pression interstitielle, i.e. uw = 0) et aux remblais saturés et non drainées (avant la dissipation des pressions d’eau) en condition d’équilibre hydrostatique (uw = γw z, soit le poids unitaire de l’eau, γw, multiplié par la hauteur de la tête d’eau, z). Dans ce dernier cas, les solutions indiquent que la pression interstitielle peut devenir critique pour la réponse des barricades. La solution est développée pour le remblai totalement ou partiellement submergé (avec la nappe phréatique à différents niveaux). Des résultats expérimentaux et de modélisation numérique ont été utilisés pour valider les équations proposées (tel que montré dans les références citées). Les résultats de calcul montrent que la pression totale sur les épontes et sur la barricade peut être grandement augmentée par la pression interstitielle, alors que la contrainte effective (qui contrôle la résistance des matériaux meubles dans la barricade) est diminuée dans la galerie (par rapport à la condition drainée ou sèche). Les solutions proposées ici, et présentées plus en détails dans les articles citées en référence, fournissent une méthode simple pour obtenir une estimation réaliste des contraintes totales et effectives, dans les plans vertical et horizontal de chantiers remblayés. Elles peuvent servir comme solutions de base, avant l’étape de la conception détaillée des barricades. RAPPEL SUR L’ÉTAT DES CONTRAINTES DANS LES CHANTIERS Il est utile de rappeler que le remblayage souterrain touche à plusieurs aspects de l’opération d’une mine, incluant la planification et l’ingénierie, la géomécanique, le traitement du minerai (pour le remblai en pâte) et la gestion environnementale du site. La planification des opérations de remblayage fait appel à plusieurs expertises notamment la mécanique des roches, la mécanique des sols (comportement géotechnique du remblai), la géochimie (pour l’eau, le liant, et les rejets), la minéralogie (le moulin est la source des rejets), la rhéologie des pulpes (pour le transport hydraulique du remblai) et l’hydrogéologie (pour l’écoulement de l’eau dans le massif rocheux et dans le remblai). Dans un chantier remblayé, l’ensemble des phénomènes qui affectent le comportement global (mécanique, hydraulique, géochimique) du remblai sont inter-reliés. Par exemple, la résistance mécanique dépend de la porosité du milieu, qui dépend pour sa part des pressions qui agissent sur le matériau. La porosité affecte en retour les propriétés hydrauliques, qui influencent la distribution et l’écoulement de l’eau. Les pressions d’eau affectent pour leur part la résistance du remblai, et aussi la possible migration des contaminants. L’analyse du comportement d’un chantier implique donc la prise en compte de plusieurs processus et mécanismes couplés. Suite à la détermination des propriétés du remblai (généralement obtenues par des essais de laboratoire), il est possible d’évaluer les pressions qui vont se développer, à court et à long terme, à l’intérieur des chantiers.

Ce phénomène peut être illustré en analysant le transfert des contraintes du remblai aux épontes dans le cas d’un chantier vertical long (analyse 2D, ou en déformations planes). Dans ce cas, la solution analytique pour obtenir les contraintes normales verticale et horizontale en condition drainée (sans pression d’eau) peut être formulée comme suit (Li et al. 2003; Li et Aubertin 2008e)

⎭⎬⎫

⎩⎨⎧

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛−−= H

BK

KB δδ

γσ tan2exp1tan2v (1)

σh = K σv (2) où H est la profondeur du point de calcul dans le remblai, γ est le poids unitaire du remblai, B est la largeur du chantier remblayé, et δ est l’angle de friction à l’interface remblai-roche. Dans ces équations, le coefficient de poussée des terres K représente le rapport entre la contrainte horizontale et la contrainte verticale dans le remblai. La valeur de K est généralement exprimée en fonction des propriétés du matériau. Pour le cas d’un remblai faiblement cimenté (ayant une cohésion négligeable), les travaux des auteurs ont montré que la valeur la plus appropriée correspond au cas actif: K = Ka ≅ tan2 (45° - φ'/2) (3) où φ' est l’angle de friction interne du remblai. L’application des équations qui précédent montre que la différence entre la contrainte due au poids des terres (σv = γ H) et la contrainte verticale calculée σv avec l’équation (1) augmente avec la profondeur (figure 1a). Toutefois, plus le chantier est large, moins l’effet d’arche est important (figure 1b). Si la largeur est égale à environ 4 à 5 fois la hauteur, l’effet d’arche devient négligeable (pour un chantier long), et la contrainte verticale tend vers le poids des terres. Cette solution analytique 2D a été comparée avec succès à des solutions numériques obtenues à l’aide des codes commerciaux (Li et al. 2003, 2007; Aubertin et al. 2005). Les résultats numériques sont également très intéressants, bien que plus élaborés dans leur mise en application, car ils permettent de mieux visualiser l’influence de divers facteurs et phénomènes. Par exemple, la figure 2 montre le résultat d’un calcul réalisé avec le logiciel FLAC (Itasca 2002) qui illustre la distribution des contraintes verticales dans un chantier vertical (en 2D). Cette figure montre bien que la contrainte verticale est plus élevée au centre qu’à la paroi du chantier ; cette réduction est associée à l’effet d’arche décrit plus haut. Des effets similaires sont aussi observés dans le cas des chantiers inclinés en 2D, mais avec toutefois un effet additionnel de l’inclinaison des parois sur la distribution des contraintes (Li et al. 2007; Li et Aubertin 2008c).

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0

0.05

0.1

0.15

0.2

0 2 4 6 8 1H (m)

cont

rain

tes

(MPa

)

0

SIGvSIGhSIGvSIGh

B = 2 m

poids de terre

Marston

a)

0

0.04

0.08

0.12

0.16

0 5 10 15 20B (m)

cont

rain

te (M

Pa)

SIGvSIGhSIGvSIGh

H = 5 m

poids de terre

Marston

b)

FIGURE 1: Contraintes verticales (SIGv) et horizontales (SIGh) calculées selon le poids

des terres et avec les équations (1) et (2), pour différentes hauteurs (a) et largeurs (b); résultats obtenus pour γ = 0.02 MN/m3 et K = 0.5 (tiré de Aubertin et al. 2003, 2005).

FIGURE 2 : Distribution de contraintes verticales dans un chantier remblayé (en 2D)

calculée avec FLAC (tiré de Li et al. 2003).

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CONTRAINTES DANS LES CHANTIERS EN 3D

La solution bidimensionnelle présentée plus haut implique que la dimension longitudinale des chantiers est grande par rapport à la largeur. Pour tenir compte de la présence des murs qui confinent le remblai aux extrémités des chantiers, une solution générale 3D a aussi été développée (Li et al. 2005). La solution indique que les solutions en 2D et en 3D peuvent être très différentes lorsque le rapport L/B (longueur sur largeur) est inférieur à environ 6. Plus récemment, la solution 3D a été généralisée pour le cas où des pressions d’eau existent dans le chantier. Ces pressions interstitielles dans les chantiers affectent les contraintes totales et effectives qui agissent sur les parois et sur les barricades. Ceci est montré dans ce qui suit.

On utilise le problème de la figure 3 pour illustrer l’application de la solution présentée par Li et Aubertin (2008d). Cette figure illustre l’approche utilisée pour développer la solution ; celle-ci découle de l’analyse des forces à l’équilibre sur une tranche horizontale mince.

Le cas considéré ici est celui d’un chantier où la résistance au cisaillement est la même sur les quatre murs. L’angle de friction entre le remblai et la paroi est considéré égal à l’angle de friction interne du remblai lui-même (δm = φm and δsat = φsat). La solution devient alors (Li et Aubertin 2008d):

( )[ ]{ }

( ){ } ( )[ ]MKhHMKHMK

MKhHMKh

satsatmmmmmm

m

satsatmsatsat

subv

tan2exptan2exp1tan2

tan2exp1tan2

'

φ−φ−−φγ

+

φ−−φγ

=σ (4)

où 11 −− += LBM . Dans l’équation (4), σvh' est la contrainte normale verticale effective à la profondeur h, γm est le poids unitaire du remblai humide, γsub est le poids unitaire submergé du remblai, Km est le coefficient de réaction du remblai humide et Ksat est le coefficient de réaction du remblai saturé. Les paramètres géométriques de l’équation (4) sont définis dans la figure 3. Le premier terme à droite de l’équation (4) est lié au comportement du matériau submergé (saturé), et le deuxième terme est lié au matériau humide (« moist ») situé au-dessus de la nappe phréatique dans le chantier.

La figure 4, qui montre les résultats de calculs effectués pour un cas particulier, présente les profils des contraintes verticales effectives (éq. 4) et totales (σv = σv' + uw). On constate que les contraintes calculées selon la théorie de l’effet d’arche sont nettement inférieures à celles découlant du poids des terres. On voit aussi que la pression d’eau uw a pour effet d’accroître considérablement les contraintes verticales totales.

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Hb

B

V

V + dV

S1

S1

C1

C1W

dh

h

L

remblai humide

mas

sif

roch

eux

élément de couche

S2 C2

S2 C2

Hm

remblai saturé

p0

FIGURE 3 : Chantier vertical remblayé ; on montre les forces qui agissent sur un élément de volume horizontal mince; la solution générale obtenue découle de l’analyse des forces

sur l’ensemble des tranches qui forment le chantier (tirée de Li et Aubertin 2008d).

FIGURE 4 : Contraintes verticales en fonction de la position h obtenues à partir du poids des terres (“overburden”) et à partir de l’équation (4) ; obtenu pour Hm = 5 m ; B = 10 m,

L = 20m ; remblai humide : φm = δm = 30°, γm = 18 kN/m3 ; remblai saturé : φsat = δsat = 30°, γsat = 20 kN/m3, p0 = 50 kPa (tiré de Li et Aubertin 2008d)

La figure 5 montre une comparaison entre les valeurs de la contrainte totale (milieu sec) obtenue de la solution analytique et des valeurs mesurées en laboratoire sur un modèle physique (résultats de Pirapakaran et Sivakugan 2007). On voit que la solution proposée ici représente très bien les valeurs mesurées pour ces cas particuliers. Plus de détails sur cette solution analytique et sur sa validation sont présentés par Li et Aubertin (2008d).

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FIGURE 5 : Comparaison entre la solution analytique et les valeurs mesurées dans un

modèle physique à la géométrie carrée (données tirées de Pirapakaran et Sivakugan 2007 ; résultats de calcul tirés de Li et Aubertin 2008d).

PRESSIONS SUR LES BARRICADES La solution qui précède a été utilisée afin de développer une solution complémentaire permettant d’obtenir les pressions sur les barricades placées au bas des chantiers, dans des galeries de dimension réduite (Li et Aubertin 2008e,f). Le problème analysé est montré à la figure 6 pour le cas drainé (sans pression d’eau). Dans ce cas, la contrainte horizontale sur la barricade peut être obtenue à partir de l’équation suivante (Li et Aubertin 2008e) :

⎭⎬⎫

⎩⎨⎧

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+

δ−

⎭⎬⎫

⎩⎨⎧

σ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−+σ=σ

d

dt

ddlhB0

dhT0

dh

1tan2exp1WK

HKl

Hh

Hh

(5)

Dans cette équation, σhT0 et σhB0 sont les contraintes normales horizontales aux niveaux du toit et du plancher de la galerie à l’entrée du chantier, Kdl et Kdt sont les coefficients de poussée des terres longitudinal et transversal à l’axe de la galerie, exprimés comme le rapport entre la contrainte horizontale sur la contrainte verticale. La figure 7 illustre l’effet de l’angle de friction interne du remblai φ et de la largeur de la galerie Wd sur la pression exercée sur la barricade. On constate qu’une augmentation de φ ou une diminution de Wd réduit l’ampleur de la contrainte horizontale moyenne qui agit sur la barricade. Plus de détail sur cette solution sont présentés dans Li et Aubertin (2008e).

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H

B

y

h

backfill

rock mass

dl

L

l

layer element Hd

S1

C1

F +

dF

F

wC2

S3

Wd

S2

S4

σhB0

σhT0 σhT

σhB

C3

S5

barricade

x void space

FIGURE 6 : Représentation d’un chantier vertical remblayé (drainé) et de la galerie avec

la barricade (tiré de Li et Aubertin 2008e). Une solution analytique a aussi été développée dans le cas de remblai partiellement ou totalement submergé (cas illustré à la figure 8). Dans ce cas, la pression d’eau uw (= γw z , à l’équilibre) joue un rôle capital. La contrainte horizontale effective à la profondeur h devient alors (Li et al. 2008f) :

⎭⎬⎫

⎩⎨⎧

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+

δ−

⎭⎬⎫

⎩⎨⎧

σ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−+σ=σ

d

dt

ddl

sathB0

dhT0

dh

1tan2exp'1''

WK

HKl

Hh

Hh

(6)

Dans cette équation, σhT0’ et σhB0’ sont les contraintes normales horizontales effectives aux niveaux du toit et du plancher de la galerie à l’entrée du chantier, Kdl et Kdt sont les coefficients de poussée des terres longitudinal et transversal à l’axe de la galerie, exprimés comme le rapport de la contrainte horizontale effective sur la contrainte verticale effective. La contrainte horizontale totale est alors :

( hH' −γ+σ=σ wwhh ) (7) Ces équations sont valables pour Hb ≥ Hd. - 10-

(a)

(b) FIGURE 7 : Distribution de la contrainte horizontale en fonction de l’angle de friction

interne du remblai φ (a) et de la largeur de la galerie Wd (b) le long de l’axe de la galerie (tiré de Li et Aubertin 2008e)

La figure 9 montre des résultats de calcul avec cette solution ; on y montre l’influence de l’angle de friction interne φ’ et de la dimension Wd sur l’ampleur des contraintes horizontales (normalisées) dans la galerie d’accès à la barricade. On remarque que l’influence de ces paramètres est plus marquée pour les cas non drainés.

- 11-

wet backfill x

saturated backfill Hm

Hw

Hb

barricade

φm, γm

Wd

Ws

B

driftHdφsat, γsat

(a)

p0

z

x

y

B

y

x

saturated backfill

rock mass L

Hm

rock

mas

s

φsat, γsat Hw

Hb

φm, γm wet backfill

hdl

l

layer element Hd

S1

C1

F +

dF

F

wC2

S3

Wd

S2

S4

σhB0'

σhT0' σhT'

σhB'

C3

S5

p0 (b)

FIGURE 8 : Représentation d’un chantier vertical remblayé, et partiellement submergé,

avec une barricade dans la galerie d’accès (tire de Li et Aubertin 2008f)

DISCUSSION ET CONCLUSION Les solutions présentées dans cet article, et celles présentées avec plus de détails dans les références citées, peuvent être utilisées pour estimer les contraintes totales et effectives tridimensionnelles dans les chantiers remblayés et sur les barricades. Tel que mentionné, ces solutions ont été validées, du moins en partie, en utilisant des solutions numériques et des résultats de mesure sur modèles physiques. Il manque toutefois un élément essentiel pour véritablement confirmer leur validité, soit des mesures directes dans des chantiers. Il n’est toutefois pas simple de procéder à de telles mesures in situ (e.g., Harvey 2004; Belem et al. 2004; voir aussi Grabinsky et al. 2008 – ce symposium). Il s’agit néanmoins de la prochaine étape requise pour le développement d’une approche générale de calcul visant à assurer la stabilité des chantiers remblayés et des barricades.

- 12-

(a)

(b) Figure 9 : Contraintes normales (totales et effectives) calculées sur la barricade; les contraintes dans la galerie sont normalisées par les contraintes calculées au bas du

chantier (tiré de Li et Aubertin 2008f) Il est aussi nécessaire d’évaluer les sources d’incertitudes sur l’ampleur des contraintes calculées, et sur la résistance admissible des barricades, afin de fixer la valeur d’un facteur de sécurité applicable au processus de conception. Il faut par ailleurs rappeler que les solutions analytiques du type de celles proposées ici ont des limitations inhérentes. Par exemple, elles ne sont valables que pour des géométries simples (idéalisées), et elles ne sont pas nécessairement appropriées pour des géométries plus complexes (tel des chantiers inclinés par exemple – voir Li et al. 2007, Li et Aubertin 2008c). De même, les solutions présentées ici négligent certaines caractéristiques des matériaux, tels la cohésion du remblai et son angle de dilatance. Ces aspects, et d’autres, sont généralement mieux pris en compte en utilisant des solutions numériques, qui sont plus versatiles (mais aussi plus complexes à utiliser)

- 13-

- 14-

D’autres éléments doivent également faire l’objet d’une évaluation plus poussée si l’on souhaite obtenir des solutions représentatives encore plus générales. C’est le cas notamment de la résistance à l’interface entre le remblai et le massif rocheux ; le comportement de ces interfaces (en termes de déplacements normal et tangentiel et des contraintes associées) a été peu étudié, et il demeure encore mal compris. Le fait que le remblai cimenté ait des propriétés (mécaniques, hydriques, géochimiques) évolutives doit aussi être considéré dans les études futures afin d’évaluer comment cet aspect affecte l’ampleur des pressions dans les chantiers, à court, moyen et long terme. La consolidation du remblai, et ses effets sur les déplacements et sur les pressions interstitielles, doit également faire l’objet d’études spécifiques (e.g., Belem et al. 2007). Enfin, la séquence et le mode de remplissage et l’influence d’une éventuelle convergence des épontes sur les pressions dans le remblai sont d’autres éléments qui méritent une attention additionnelle. Malgré toutes ces limitations, et nonobstant les besoins d’études complémentaires, les résultats montrés ici et dans les références citées indiquent que les solutions analytiques proposées pour estimer les contraintes induites dans les chantiers remblayés sont usuellement réalistes. Les résultats de calcul disponibles montrent notamment que la pression totale sur les épontes et sur la barricade peut être grandement augmentée par la pression interstitielle, alors que la contrainte effective (qui contrôle la résistance des matériaux meubles dans la barricade) est diminuée dans la galerie (par rapport à la condition drainée ou sèche). Les solutions développées à ce jour continueront d’être améliorées progressivement à mesure que notre compréhension du comportement hydrogéotechnique du remblai s’améliorera. REMERCIEMENTS Les auteurs soulignent le support financier de l’IRSST, du CRSNG et des partenaires de la Chaire industrielle CRSNG Polytechnique-UQAT en environnement et gestion des rejets miniers (http://www.polymtl.ca/enviro-geremi/). RÉFÉRENCES Atkinson, J.H., Cairncross, A.M., James, R.G. 1974. Model tests in shallow tunnels in sand

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- 15-

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