Journées Nationales de Géotechnique et de Géologie de l’Ingénieur JNGG2010 -Grenoble 7-9 juillet 2010

ETUDE DE LA STABILITE DE LA CARRIERE DE TALC DE LUZENAC

STUDY OF THE STABILITY OF THE TALC QUARRY OF LUZENAC

Eric ANTOINET (1), Julien CONTE (2) et Jean-Marie BONNART (3) (1) ANTEA, Orléans, France (2) RIO TINTO, Luzenac, France (3) Consultant, Toulouse, France

RÉSUMÉ – L’optimisation de l’exploitation à long terme de la carrière de talc de Luzenac (Ariège) a nécessité une étude géotechnique complexe. Cet article présente la démarche mise en œuvre pour cet ouvrage exceptionnel : analyses géologique et hydrogéologique, caractérisation géomécanique du massif rocheux (essais en laboratoire, classification des masses rocheuses, retro-analyse des instabilités observées) pour définir les règles générales et locales de profilage.

ABSTRACT – In order to obtain an optimal long-term exploitation of the Luzenac talc quarry (Ariège), a complex and unusual geotechnical study was required. This article presents the procedures followed: geological and hydro-geological analyses, classification of rock mass, laboratory testing, numeric modeling of the slope instabilities. It subsequently provides the main features for the design of general and local slopes.

1. Introduction

La carrière de Trimouns à Luzenac (Ariège) est la plus grande carrière de talc dans le monde. Exploitée depuis plus de 100 ans, elle fournit actuellement environ 10 % de la production mondiale.

Le gisement, orienté nord-sud, est situé à plus de 1 500 m d’altitude. L’exploitation de la carrière occupe un linéaire de près de 2 000 m.

Actuellement le carreau de la carrière est à une cote proche de 1 650 NGF. La partie supérieure de l’excavation est à la cote 1 825 NGF. L’approfondissement de la carrière se fait au rythme d’environ 2,5 m par an.

Depuis des années, l’excavation de la carrière s’est déroulée avec des instabilités locales. Afin d’optimiser l’exploitation à long terme, et en particulier l’équilibre entre le volume de talc et morts terrains, Rio Tinto Minerals a souhaité définir un plan d’exploitation, qui inclut bien évidemment en première priorité la recherche de la stabilité des flancs de la carrière.

Cet article présente les principaux résultats de l’étude géotechnique qui a permis de définir les pentes des talus dans le cadre de la planification de l’exploitation à long terme. La méthodologie mise en œuvre dans le cadre de cette étude s’est articulée en plusieurs phases :

- synthèse de l’ensemble des données collectées sur le site depuis plusieurs décennies (géologiques, géotechniques et hydrogéologiques, levés inclinométriques, mesures des déplacements) et retour d’expérience de l’exploitant sur la stabilité du massif,

- définition de paramètres géotechniques conformes à la pratique issue de la bibliographie puis confrontation de ces valeurs avec celles calées à partir de

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retro-analyses par modèles numériques des secteurs présentant des instabilités,

- et enfin, définition de règles d’exploitation à long terme (pente globale et pente locale) pour guider le design de la fosse.

2. Contexte géologique

Le gisement de talc, matériau caractérisé par un indice de dureté de 1 sur 10 sur

l’échelle de Mohs (Parriaux et al), est situé dans le massif du Saint-Barthélemy au sein du massif des Pyrénées. Au cours des temps géologiques une importante activité métamorphique et tectonique a affecté le massif. Différentes unités géologiques ont été distinguées d’ouest vers l’est, c'est-à-dire dans l’ordre « mur – gisement – toit » comme le montre la figure 1 :

- Mur : Gneiss, Structure F1 (faille recristallisée), Micaschistes fracturés et Filons

chloriteux, - Gisement de talc, dont le pendage passe de près de 50°à 15° du sud au nord, - Toit : Dolomies, schistes plus ou moins carburés, marbres.

Figure 1. Coupe du gisement avec niveaux exploités en 2005 et 2025 (prévisionnel)

3. Contexte géotechnique et hydrogéologique

3.1. Caractérisation géomécanique

L’ensemble des données collectées sur le site depuis plus de 30 ans a été synthétisé. L’analyse a concerné principalement les unités du mur distinguées précédemment. Pour cette étude, la caractérisation du toit du gisement (dolomies) présente un intérêt mineur car celui-ci est systématiquement excavé au fur et à mesure de l’approfondissement de la carrière. Nous présentons ci-dessous les mesures réalisées pour les Micaschistes fracturés, horizon majeur vis-à-vis de la stabilité du mur.

Gneiss (GN)

Structure F1

Dolomies

Micaschistes fracturés (MF)

Talc

Filons chloriteux (FCI)

Ecaille mur (MF)

1800 NGF

1700 NGF

1600 NGF

1900 NGF

Toit Mur

2005

2025

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Tableau I. Caractéristiques mécaniques mesurées en laboratoire pour les Micaschistes fracturés

Micaschistes fracturés N Moyennex

Ecart-type σ

σ/ x (%)

Masse volumique ρ (T/m3) 31 2,75 0,05 4 Résistance à la compression Rc (MPa) 16 61 23 38 Module d’Young E (MPa) 10 40 600 6 500 16 Vitesse des ondes longitudinales VL (m/s) 10 4 700 490 10

17 essais de cisaillement sur joints ont été réalisés, donnant les résultats suivants

(valeur moyenne et écart-type) :

angle de frottement φ x φ = 33° σφ = 8° cohésion C x C = 60 kPa σC = 80 kPa

Bien que le talc soit un matériau difficile à prélever in-situ sans le remanier puis à

préparer en laboratoire, quelques essais ont été réalisés. Les essais de résistance à la compression réalisés sur ce matériau montrent de forts contrastes, en fonction de l’état d’altération du talc : la résistance à la compression varie de quelques dizaines de kPa (Rc « sol ») à une dizaine de MPa. 4 essais de cisaillement sur joint donnent des angles de frottement de l’ordre de 20° et une cohésion entre 0 et 5 kPa.

Tableau II. Caractéristiques mécaniques mesurées en laboratoire pour les Filons

chloriteux et le Talc Filons chloriteux et Talc N Moyenne

x Ecart-type

σ σ/ x (%)

Masse volumique ρ (T/m3) 10 2,6 0,1 4 Résistance à la compression Rc (MPa) 6 4,2 6,3 150 Module d’Young E (MPa) 10 1 070 1 670 160

3.2. Fracturation du massif

Les données de fracturation (plus de 4 000 données collectées aux différentes

époques sur les affleurements et en sondages carottés) ont été traitées, afin de dégager les familles principales de discontinuités à l’échelle du mur. Il ressort de cette analyse pour les formations des Micaschistes fracturés et des Gneiss, deux familles principales :

la schistosité moyenne est d'azimut N20 et de pendage 40E, la fracturation moyenne est d'azimut N100 et de pendage 90.

3.3. Caractérisation hydrogéologique

Des piézomètres ont été posés dans les forages réalisés et suivis sur des cycles

pluriannuels (acquisition automatique sur quelques piézomètres). L’effet de rechargement produit par la fonte des neiges est bien mis en évidence par les chroniques piézométriques. Cependant comme la circulation des eaux souterraines.se fait préférentiellement à travers le réseau de fractures affectant le massif rocheux et que les filons chloriteux créent des écrans quasiment imperméables, il est difficile de corréler les niveaux mesurés entre des piézomètres,

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même à faible distance. Certains piézomètres recoupés par l’exploitation sont artésiens.

1m

1m

2m

2m

N

S

W

Figure 2. Discontinuité du mur (stéréogramme de Schmidt) et évaluation du GSI

(abaque de Hoek, Marinos & al, 2005)

3.4. Classification des terrains et paramètres mécaniques en grand Pour chaque unité géologique, le « Rock Mass Rating » de Bienawski a été défini

(définitions de 1976 et de 1989), duquel il a également été possible de déduire le « Geological Strength Index » (GSI).

Tableau III. Evaluation du RMR89 pour les Micaschistes Fracturés

Nature Plage retenue Note A -1 Résistance du matériau intact 50 < Rc < 100 MPa 7 A -2 RQD 25 < RQD < 50 % 8 A - 3 Espacement des discontinuités 60 < s < 600 mm 8 A - 4 Rugosité des joints « Slickensided surfaces » 10 A – 5 Conditions hydrauliques pression interstitielle modérée 4

B Ajustement orientation fractures « Fair » -25 RMR 12 GSI 43

Pour le Gneiss, le RMR89 a été estimé à 39 et le GSI à 70. Pour les Filons

Chloriteux (et par extension le talc), bien qu’en limite de classification vis-à-vis du RMR, la même approche a été retenue. Le RMR89 a été estimé à 1 et le GSI à 30.

Tableau IV. Evaluation de la résistance au cisaillement (RMR76 & RMR89)

RMR76 RMR89 GSI

76 / 89 σci mi C’ (kPa) φ’ (°) C’ (kPa) φ’ (°)

GN 65 / 70 110 33 100 à 150 30 à 35 200 à 300 25 à 35 MF 41 / 43 60 10 < 100 < 30 < 100 < 15 FCI 32 / 30 10 6 < 100 < 30 < 100 < 15

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Les paramètres du critère de plasticité d’Hoek & Brown ont été évalués. A partir

du logiciel Roclab, un calage des paramètres de Mohr-Coulomb (cohésion C’ et angle de frottement φ’), a été réalisé, en se plaçant dans les conditions géométriques moyennes du mur de l’exploitation, afin de pouvoir mettre en œuvre des calculs de stabilité par les méthodes habituelles.

Figure 3. Calage des paramètres de Mohr-Coulomb à partir du critère d’Hoek & Brown

4. Stabilité générale du mur

4.1. Rétro-analyse des zones glissées

La récurrence de filons chloriteux à l’amont du gisement a conduit à des instabilités de certaines parties de la carrière, dont celle dénommée « le glissoir », comme le montre la figure 4. Des calculs de stabilité de retro-analyse ont été menés par la méthode de l’analyse limite avec le logiciel FLAC (méthode des différences finies) en se basant sur le critère de rupture de Mohr-Coulomb. Par rapport aux calculs classiques à la rupture par la méthode des tranches, cette méthode de calcul permet également d’évaluer les déplacements du massif et de prendre en compte simplement des géométries de rupture non circulaires. Elle permet également de prendre en compte l’influence de l’état de contrainte : le rapport K0 a été pris entre 0,8 et 1 et un phasage d’excavation en partie simplifié repartant de l’état initial du site naturel avant exploitation. Une loi de comportement modélisant la schistosité de certains horizons (loi de comportement Ubiquitous joint) a été mise en œuvre afin de définir l’impact de la schistosité de certains horizons du toit. Enfin, les sollicitations sismiques (site en zone Ib) ont également été prises en compte par la méthode pseudo-statique (accélération nominale, aN = 1 m/s2, g’ = 9,95 m/s2, θ = 2,6° et g’ = 9,68 m/s2, θ = 2,7°).

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Figure 4. Instabilités dans la partie centrale du flanc ouest de l’exploitation Les paramètres de cisaillement évalués par rétro-calage, c'est-à-dire conduisant à

des instabilités comparables à celles observées sont donnés dans le tableau V. Tableau V. Paramètres géotechniques obtenus par retro-analyse et par le RMR76

Résistance au cisaillement calculs

de retro-calage

Résistance au cisaillement suivant

RMR76 Horizon γh

(kN/m3) GSI E

(MPa) C’

(kPa) φ’ (°)

C’ (kPa)

φ’ (°)

Gneiss 27 65 à 70 3 000 1 000 50 200 à 300 25 à 35 Structure F1 27 41 à 43 1 000 200 35 -- -- Micaschistes fracturés

26 30 à 32 1 000 100 27 < 100 < 30

FCI et Talc 25 190 40 20 -- - Toit 1000 200 à 500 40 à 45 - -

X-displacement contours -1.25E+00 -1.00E+00 -7.50E-01 -5.00E-01 -2.50E-01 0.00E+00 2.50E-01

Contour interval= 2.50E- Marked GridpointsWater Table

(échelle en m)

Mur Toit

Figure 5. Evaluation des déplacements horizontaux en l’état actuel

La figure 5 présente les déplacements horizontaux importants du talc (ΔX > 1,25 m) du fait de sa forte compressibilité relative (5 fois plus importante que le toit et

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le mur). Par comparaison le mur du gisement ne présente pas de déplacement marqué sous le niveau exploité (ΔX < 0,25 m). Les couches compressibles situées entre le mur et le toit sont comprimées et repoussées vers la surface libre. Ce résultat de modélisation a expliqué certains déplacements observés entre les phases d’approfondissement de la carrière.

Mur

Toit

Veine de talc

Mouvement ascendantdu talc

Figure 6. Schématisation des mouvements des masses rocheuses

4.2. Détermination de la pente moyenne

Les calculs de stabilité sur la pente à retenir pour le design de la fosse à 20 ans (approfondissement d’environ 50 m) ont été menés à partir des paramètres géotechniques déduits des rétro-analyses, en travaillant avec, d’une part, les valeurs moyennes et d’autre part, des valeurs faibles considérées comme « sécuritaires possibles », tant pour la résistance au cisaillement que pour le niveau de la nappe dans le massif rocheux. L’objectif de coefficient de sécurité a été fixé autour de 1,3 pour les paramètres géotechniques moyens et 1,1 pour les paramètres géotechniques les plus faibles et les conditions hydrauliques défavorables.

Ainsi, à partir des modélisations, des pentes moyennes comprises entre 22 et 26° apparaissent stables en fonction de la hauteur considérée du flanc dans les Micaschistes fracturés (entre 75 et 200 m). La prise en compte de l’accélération sismique conduit à une réduction de l’ordre de 10 % du coefficient de sécurité.

1.525

1.575

1.625

1.675

1.725

Stabilité globale

H = 100 m, nappe haute – pente 24° FS = 1,22

-0.250

0.250

0.750

1.250

Stabilité locale H = 15 m, gradin 45°, schistosité : 40° FS = 1,37

Figure 6. Exemple de surface de rupture en grand et localisée pour un gradin

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5. Stabilité locale des gradins

Après avoir défini une pente intégratrice moyenne pour le flanc ouest de la

carrière, il convient d’évaluer les conditions de stabilité des gradins pour finaliser le design de la fosse. Une retro-analyse de la stabilité des gradins a été menée. L’effet de la schistosité a été modélisé par la loi de comportement « Ubiquitous joint » qui associe un solide de Mohr-Coulomb classique et un mode de cisaillement plan suivant une direction de cisaillement privilégiée. La résistance au cisaillement des Micaschistes fracturés superficiels est ainsi sensiblement plus faible, en particulier du fait de la dégradation des caractéristiques géotechniques due au minage nécessaire à l’excavation. La figure 6 (vue à gauche) présente ainsi le résultat d’un calcul de stabilité par analyse limite pour un gradin à 45°, sans nappe, avec un pendage de schistosité à 40°.

5. Conclusions

Cette étude a associé les expertises géologiques, hydrogéologiques, géotechniques et numériques des différents intervenants du projet.

Les modèles numériques, dont les paramètres ont été calés sur le retour d’expérience de l’exploitation de la carrière et en particulier des instabilités, permettent d’apporter des éléments de décision pour la conception de la fosse à long terme, sachant qu’une faible variation de pente intégratrice moyenne du mur a un impact fort sur les morts terrains à extraire. Bien évidemment, les observations faites lors du creusement de la carrière conduiront à adapter ces pentes globales ou locales.

On notera également que les grands déplacements estimés par les modélisations en déformation ne sont pas nécessairement liés à des phénomènes de rupture. La modélisation en déformation présente ainsi l’intérêt de mettre en évidence le schéma de déplacement du massif.

Enfin, il faut signaler que les plages de résistances au cisaillement données par les classifications de Bienawski apparaissent très sécuritaires (minorantes) dans le contexte géotechnique du massif rocheux de Luzenac.

6. Références bibliographiques

Hoek E., Bray J.W (1981). Rock Slope Engineering, Revised Third Edition, Institution of Mining and Metallurgy.

Groupe de travail n°1 AFTES (2003), Recommandations sur la caractérisation des massifs rocheux, Tunnels et Ouvrages souterrains n°177.

Marinos V., Marinos P, Hoek E. (2005), the geological strength index: applications and limitations, Bull Eng Geol Environnement (64), 55-65

Parriaux A. (2006) Géologie, bases pour l’ingénieur. Presses polytechniques et universitaires romandes.

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