jeanflop/post-ocr-correction huggingface dataset:
que très faible, étant donné le peu de distance qui le séparait de la chaussée établie sur la crête du barrage. Le réservoir n'était alimenté directement que par un bassin très peu étendu. Il recevait principalement les eaux de l'aqueduc de Los Angeles, amenées par une conduite en tôle de 3 mètres de diamètre, ou celles de l'usine n° 1. Le barrage avait été fondé à environ 9 mètres au-dessous du lit du cours d'eau dans sa partie centrale. La roche est du schiste ou de l'argile schisteuse (shale) sur la rive gauche, ainsi que sous le lit du cours
la rive gauche, ainsi que sous le lit du cours d'eau lui-même; sur la rive droite c'est un conglomérat volcanique rouge. La surface de séparation des deux espèces de roches est sensiblement radiale par rapport à l'ouvrage. Une fissure se rencontrait dans le schiste, dans la direction du cours d'eau. Bien que le sol ne fût pas d'une très grande dureté, il pouvait constituer une fondation suffisante. La préparation des fondations consista simplement à enlever le terrain meuble surmontant le bon sol. Aucune injection de ciment ne fut faite. Selon M. Bowers, un système de drainage avait été établi dans
M. Bowers, un système de drainage avait été établi dans la fondation, sous forme de forages de 6 à 9 mètres de profondeur, espacés de 3 mètres à 3m 50 et disposés suivant une ligne placée à 4m50 en arrière du parement amont. Des tuyères de 10 cm de diamètre, partant de ces sondages, convergeaient vers un drain commun, débouchant à l'aval, au niveau du cours d'eau. Aucune galerie d'inspection n'avait été établie dans la structure de l'ouvrage. La pression maximum à la base était limitée à 10 kg/cm à l'amont, et 12 kg/cm à l'aval. La densité du béton
l'amont, et 12 kg/cm à l'aval. La densité du béton avait été comptée à 2,25. En fait, un échantillon ramassé après la catastrophe avait une densité de 2,18. L'ouvrage avait été construit, comme l'aqueduc de Los Angeles tout entier, par les ingénieurs de la ville, sous la direction de M. William Mulholland, ingénieur en chef, et de M. Stanley Dunham, spécialement chargé du barrage. Le barrage avait été mis en eau en mars 1926, et, depuis cette époque, le niveau de l'eau dans le réservoir avait suivi les fluctuations qu'indique la figure 8. On voit que ce niveau avait atteint
la figure 8. On voit que ce niveau avait atteint un maximum en mai 1927, le réservoir étant alors sensiblement plein; il n'avait plus beaucoup baissé depuis, jusqu'au maximum qui a entraîné la catastrophe. Quelques jours avant l'écroulement, une certaine inquiétude s'était manifestée parmi les habitants de la vallée du fleuve Santa-Clara, et il avait été question de fuites importantes. Toutefois, ces dires ne purent être précisés. L'ingénieur en chef, M. W. Mulholland, et son assistant, M. H. A. Van Norman, étaient cependant venus inspecter l'ouvrage la veille même de l'accident, et l'avaient trouvé en état normal, ne présentant aucun
l'accident, et l'avaient trouvé en état normal, ne présentant aucun symptôme inquiétant. Les infiltrations à la base et sur les côtés du barrage n'étaient pas excessives, et semblaient claires. Circonstances de la rupture. — L'ouvrage s'écroula, semble-t-il, quelques minutes avant minuit. Si l'accident eut des témoins, aucun d'eux ne survécut. Au moment de la rupture, le niveau de l'eau était à 6 cm seulement au-dessous du seuil du déversoir, lequel était en contre-bas de 0m 90 seulement par rapport à la crête de l'ouvrage sur la plus grande partie de sa hauteur. Il n'y avait pas eu de chute de
sa hauteur. Il n'y avait pas eu de chute de pluie pendant les jours précédents, et la montée du niveau avait été très progressive, comme le montre la figure 8. La rupture du barrage se produisit d'une façon assez curieuse. Une tranche, de 25 mètres de longueur, de la partie centrale de l'ouvrage qui devait supporter la charge maximum, demeura en place, comme le montrent les figures 6, 7, 9, 10 et 11, tandis que les deux ailes s'écroulèrent. La tranche demeurée en place eut donc à subir le frottement de l'eau s'écoulant par les deux brèches, et cependant il
de l'eau s'écoulant par les deux brèches, et cependant il semble qu'elle soit demeurée rigoureusement à son emplacement primitif. Les traces d'eau demeurées sur les flancs de la section restée en place montrent que deux fissures limitaient ce bloc, avant la rupture. D'autre part, la marque de l'eau contre la face amont indique que le niveau atteignait presque le déversoir au moment de l'accident. Les deux brèches ne présentent pas le même aspect, et il semble qu'elles ne se sont pas produites en même temps. Du côté de la rive droite (ouest), la brèche est nette, et n'est encombrée d'aucun
droite (ouest), la brèche est nette, et n'est encombrée d'aucun débris du barrage; ceux-ci ont été entraînés par le flot dans le lit du torrent; aucun ne s'est arrêté à moins de 300 mètres, même des blocs de 10 x 12 x 15 mètres, et certains se trouvent à plus de 1 km. Dans la brèche de la rive est, au contraire, gisent une partie des débris de l'ouvrage, les autres fragments ayant été entraînés à une assez courte distance. On peut déduire de cette comparaison que la brèche de la rive droite s'est produite d'abord, et a donné passage
la rive droite s'est produite d'abord, et a donné passage à l'écoulement le plus violent sous la hauteur d'eau maximum. La brèche de la rive gauche ne s'est produite qu'ensuite, alors que le niveau avait sensiblement baissé; la force du courant s'écoulant par cette ouverture n'était plus suffisante pour entraîner les débris à grande distance. Il est probable que, après la formation de la brèche de la rive droite, le flot a affouillé les fondations de l'ouvrage. La partie centrale, reposant sur une roche dure, dans le lit du cours d'eau, a résisté à cet affouillement, tandis que les roches
d'eau, a résisté à cet affouillement, tandis que les roches moins solides de la rive gauche se sont affaissées, entraînant la ruine de cette partie de l'ouvrage. L'écoulement de l'eau par les deux brèches a fortement érodé le sol de fondation (surtout sur la rive droite), auquel aucun fragment de béton n'est demeuré attaché. Au contraire, certains débris du barrage ont entraîné avec eux une partie du sol de fondation, montrant ainsi que l'adhérence du béton au sol de fondation était bien réalisée. Le fond de la brèche de droite est érodé sensiblement au-dessous du niveau primitif de fondation. L'importance
est érodé sensiblement au-dessous du niveau primitif de fondation. L'importance de cette érosion ne peut encore être exactement évaluée, mais M. Bowers l'estime à plus de 4 mètres en certains endroits. Le croquis reproduit sur la figure 11, d'après Engineering News-Record, montre approximativement l'état de l'emplacement du barrage, après la catastrophe. Sur ce croquis ont été indiquées les deux formations principales du fond de la vallée, séparées par une veine de serpentine, affleurant à une quinzaine de mètres au-dessus du lit du cours d'eau. Cette roche a été trouvée par M. Bowers particulièrement molle et friable. Il en a été
M. Bowers particulièrement molle et friable. Il en a été de même du conglomérat formant la partie supérieure de la vallée sur la rive droite : des échantillons de cette roche, immergés dans l'eau, se ramollissaient rapidement. La fondation n'était évidemment plus aussi ferme qu'avant saturation, lorsque le béton a été coulé. Il est curieux de signaler qu'une partie de la tranche demeurée stable s'est détachée sous la forme d'une plaque de 2m50 à 3 mètres d'épaisseur, correspondant au parement aval, sur toute la largeur de la tranche, et sur près de la moitié de sa hauteur (fig. 7 et
près de la moitié de sa hauteur (fig. 7 et 11). A 3 km environ en aval du barrage se trouvait une usine hydro-électrique contenant deux groupes turbo-alternateurs de 20000 ch chacun; cette usine était alimentée directement par l'aqueduc de Los Angeles, indépendamment du réservoir de San-Francisco. La superstructure de l'usine, la sous-station de transformation et le départ des lignes à haute tension furent détruits, mais la conduite forcée, les turbines et les alternateurs résistèrent au courant. Un des groupes continua même à tourner, produisant aux bornes des gerbes d'étincelles pendant plusieurs heures, jusqu'à ce qu'on eut fermé les vannes
pendant plusieurs heures, jusqu'à ce qu'on eut fermé les vannes au départ des conduites forcées. Les routes établies dans le canyon, une partie des conduites de l'aqueduc, des lignes électriques, etc., furent détruites par le flot s'écoulant du réservoir. Des dégâts considérables ont été causés aux villes de Fillmore et Santa-Paula, partiellement inondées comme nous l'avons indiqué. Causes possibles de la rupture du barrage. — Plusieurs commissions techniques, géologiques et judiciaires ont été chargées de rechercher les causes de l'accident, et de fixer les responsabilités encourues par les constructeurs, en l'espèce les services techniques de la ville de Los Angeles.
l'espèce les services techniques de la ville de Los Angeles. Les rapports de ces commissions permettront d'établir les causes de la rupture ; en attendant leur publication, on ne peut émettre que quelques hypothèses générales. La possibilité d'un mouvement sismique a été envisagée; il ne semble pas cependant qu'aucun tremblement de terre sensible ait été enregistré par les stations voisines. On a également parlé de malveillance, et de la possibilité d'un attentat à la dynamite. M. Noetzli rappelle à ce sujet qu'au cours des travaux de construction de l'aqueduc, trois attentats à la dynamite ont été perpétrés contre divers ouvrages.
attentats à la dynamite ont été perpétrés contre divers ouvrages. Aucun indice n'a confirmé jusqu'ici la réalité d'un nouvel attentat. Des fuites s'étaient produites par infiltrations sous le barrage, comme nous l'avons indiqué, depuis la mise en eau du réservoir, mais elles n'avaient pas semblé inquiétantes, ne dépassant pas celles à la base de plusieurs ouvrages analogues. L'ouvrage, conçu suivant le type classique à gravité, n'avait pas été prévu pour supporter l'action d'une sous-pression à la base, ni dans un plan horizontal quelconque. Peut-être cette circonstance n'est-elle pas étrangère à l'accident. Il est à souhaiter que la cause en soit
l'accident. Il est à souhaiter que la cause en soit nettement éclaircie, car M. Noetzli rappelle que plus de 60 barrages américains ont une section plus faible que celle du barrage à gravité classique ; dans la plupart de ces ouvrages, on a tenu compte du supplément de résistance provenant de la forme en arc. Dans le cas du barrage de San-Fran FIG. 11. — Etat de l'emplacement du barrage après la catastrophe (d'après l'Engineering News-Record). cis la forme arquée ne pouvait accroître la résistance, puisque les fissures avaient découpé l'ouvrage en claveaux indépendants. Dans son numéro du 29 mars,
l'ouvrage en claveaux indépendants. Dans son numéro du 29 mars, l'Engineering News-Record publie un nouvel article d'un ingénieur de Los Angeles, M. Ralph Bennett, dont les observations confirment et complètent celles que nous venons de résumer. Le béton constituant le barrage lui a semblé modérément dur, et sensiblement homogène. Le sol de fondation était capable de supporter une charge élevée, mais à condition d'être maintenu sec. Quand il est mouillé, ce schiste argileux se ramollit et devient plastique, il peut alors être entraîné par l'eau. C'est ainsi que des fuites s'étaient produites sous l'ouvrage, et qu'elles se sont sans doute
s'étaient produites sous l'ouvrage, et qu'elles se sont sans doute élargies progressivement à mesure de l'augmentation de la charge dans le réservoir. Des affouillements se seraient alors produits sous le barrage, jusqu'à en détruire l'équilibre. Si la partie centrale a résisté, c'est précisément qu'elle était construite dans le lit même du cours d'eau, c'est-à-dire dans une partie constamment soumise à l'action de l'eau, et arrivée à un état stable dans ces conditions. La rupture semble donc due, non à la défectuosité du profil du barrage, mais à son établissement sur un terrain de fondation n'ayant qu'une résistance insuffisante aux infiltrations,
un terrain de fondation n'ayant qu'une résistance insuffisante aux infiltrations, et d'ailleurs non protégé par un mur parapelle. Lorsque les enquêtes officielles seront terminées, nous en indiquerons les résultats, qui ne manqueront pas de constituer un utile enseignement pour les ingénieurs chargés d'étudier la construction d'ouvrages de ce genre. P. C. MÉTALLURGIE L'AMÉLIORATION DES QUALITÉS DU PLOMB par de faibles additions d'étain et de cadmium. Les tuyaux de canalisations et les enrobages des câbles télégraphiques et téléphoniques sont souvent constitués de plomb pur; leur fabrication est effectuée par filage à l'aide de presses spéciales : le plomb est coulé dans
l'aide de presses spéciales : le plomb est coulé dans le corps de presse et maintenu à une température bien déterminée de ramollissement; le tube ou le câble sont refroidis par un jet d'eau à la sortie de la filière. Ces tuyaux ou enrobages sont soumis aux critiques suivantes : 1° La résistance mécanique et la limite élastique du plomb pur sont insuffisantes, ce qui est grave pour les emplois, surtout au point de vue écrasement ; 2° La résistance aux efforts répétés et aux vibrations est très mauvaise, corollaire d'une élasticité que l'on peut considérer comme à peu près
d'une élasticité que l'on peut considérer comme à peu près nulle ; les vibrations font « cristalliser » le plomb, lequel devient cassant; ceci a été spécialement constaté dans les emplois sur constructions métalliques; 3° Dans certains milieux (par exemple en milieu ammoniacal), le plomb pur se corrode vite. Des tentatives ont déjà été faites pour s'opposer à ces inconvénients : on a essayé d'ajouter au plomb de l'antimoine, ou de l'étain ou du cadmium, ceci sous des teneurs variant entre 0,5 et 3%. Mais aucune recherche systématique n'avait encore été entreprise, et nous avons pensé qu'il serait intéressant de
été entreprise, et nous avons pensé qu'il serait intéressant de dégrossir le problème par quelques essais rationnellement conduits. Nous avons d'abord cherché une orientation basée sur l'étude théorique et structurale des alliages binaires du plomb; les trois seuls susceptibles d'applications industrielles sont bien ceux énumérés plus haut. Résumons rapidement les résultats de ces premières investigations. Le plomb et l'antimoine ne présentent aucune miscibilité à l'état solide (fig. 1); les deux métaux gardent leur personnalité dans l'alliage. Au point de vue micrographique, on observe : a) De gros éléments de plomb de première cristallisation se déposant progressivement depuis une température un
de première cristallisation se déposant progressivement depuis une température un peu inférieure à 327° (point de fusion du plomb) jusqu'à 248° 5; b) Un fond eutectique renfermant dans son ensemble 13% d'antimoine et constitué par un fin agrégat de petits cristaux de plomb pur et de petits cristaux d'antimoine pur ; cet eutectique se solidifie à température constante à 248°5; il est naturellement d'autant plus abondant que l'alliage est plus riche en antimoine. Bien que l'addition d'antimoine soit séduisante au point de vue prix de revient, il n'est pas possible d'éliminer, surtout dans le genre de fabrication envisagé : a)
d'éliminer, surtout dans le genre de fabrication envisagé : a) Des défauts d'homogénéité macrographique de l'alliage et des ségrégations, du fait des considérations ci-dessus et de la différence assez grande des températures de fusion des deux constituants (630° pour l'antimoine); ceci a d'ailleurs été nettement constaté dans les essais industriels déjà effectués et n'a pas permis d'obtenir une continuité satisfaisante dans les résultats de fabrication; b) Une corrodabilité accentuée en raison des effets électrochimiques provoqués par cette juxtaposition de cristaux à forte différence de potentiels de dissolution (-0,12 pour le plomb et + 0,47 pour l'antimoine). Le plomb et l'étain
plomb et + 0,47 pour l'antimoine). Le plomb et l'étain présentent une miscibilité pour les alliages riches en plomb (fig. 2) ; cette miscibilité est même très accentuée pour les températures de l'ordre de 180° (elle atteint alors presque 20% d'étain), mais elle se réduit considérément quand la température s'abaisse, et théoriquement elle devient presque nulle à température ordinaire; pratiquement (les essais micrographiques sont très difficiles à réaliser), la solution solide doit exister aux basses teneurs en étain, et ceci dans des conditions de stabilité suffisantes en raison de l'inertie moléculaire à basse température; on pourrait, d'ailleurs, par une trempe,
moléculaire à basse température; on pourrait, d'ailleurs, par une trempe, forcer la teneur en étain dans la solution solide, mais alors il y aurait à craindre une instabilité, et le vieillissement pourrait entraîner une séparation physico-chimique et comme corollaire une aptitude à la corrosion, faible il est vrai, en raison du voisinage des forces électromotrices de dissolution. Les alliages à basse teneur en étain se solidifient dans un espace de température très réduit situé un peu au-dessous de la température de fusion du plomb. Nous avons donc supposé à priori que l'on pourrait essayer jusqu'à 2 ou 3% d'étain; les
que l'on pourrait essayer jusqu'à 2 ou 3% d'étain; les essais industriels (câble téléphonique Paris-Strasbourg) paraissent d'ailleurs l'avoir prouvé ; dans de telles conditions, on devait espérer l'homogénéité et une amélioration de la résistance à la corrosion. Le plomb et le cadmium donnent une solution solide jusqu'à 5 à 6% de cadmium (fig. 3) ; là encore, on a un intervalle de solidification : lorsque la teneur en cadmium va de zéro aux proportions ci-dessus, le début de solidification tombe de 327° à 285° environ, et la fin de solidification de 327° à 249°. Des essais américains indiquent que, si
de 327° à 249°. Des essais américains indiquent que, si l'on ajoute 3 de cadmium dans le plomb, la charge de rupture et la limite élastique sont relevées de 75 et la dureté de 50 %, pendant que les allongements ne s'abaissent que de 27 à 20 ; nous verrons plus loin que ces résultats sont erronés. Dans les alliages à plus forte teneur en cadmium, il y aurait lieu de craindre une certaine oxydabilité de l'alliage fondu; il n'est pas possible de dire si ce défaut se présentera pour les faibles proportions; seuls les essais permettront de s'en rendre
les faibles proportions; seuls les essais permettront de s'en rendre compte et il y aura lieu de porter sur ce point une attention particulière. Notons que le point de fusion du cadmium (320°) est très voisin de celui du plomb. On peut donc faire porter ici les essais sur des alliages allant jusqu'à 3 de cadmium, avec toute probabilité de bonne homogénéité et de résistance à la corrosion améliorée. Enfin, il y a lieu d'essayer quelques alliages plus complexes, et les plus avantageux nous paraissent être, pour les motifs indiqués, ceux renfermant de l'étain et du cadmium, l'étain venant combattre
ceux renfermant de l'étain et du cadmium, l'étain venant combattre l'oxydabilité possible à l'état liquide ou pâteux. Nous avons ainsi établi la liste suivante d'alliages à essayer, en tâchant de ne pas sortir des zones de solutions solides : Nos 1 2 3 4 5 6 7 8 9 Pb 98,5 97 98,5 97 98,5 97,5 98 98,5 97,5 Cd 1,5 3 0 0 0,5 0,5 1 1 2 Sn 0 0 1,5 3 1 2 1 0,5 0,5 tous les essais devant être menés comparativement au plomb pur (no 0 du tableau ci-contre). Elaboration des alliages. — Nous avons
0 du tableau ci-contre). Elaboration des alliages. — Nous avons préparé nos alliages en creuset de carborundum, sous une protection de charbon de bois, dans un four Meker de laboratoire au gaz de ville ; les coulées ont été effectuées, aux environs de 500-550°, en moule métallique préalablement chauffé vers 150-200° ; nous avons ainsi coulé directement des éprouvettes de traction, de petits barreaux et des plaques, celles-ci destinées au laminage. Nous avons spécialement surveillé l'oxydabilité à l'état fondu ; nos pronostics se sont vérifiés, les alliages binaires au cadmium ont présenté une oxydabilité importante; dans les alliages ternaires, au
ont présenté une oxydabilité importante; dans les alliages ternaires, au contraire, l'étain apporte son influence bienfaisante et l'oxydabilité reste faible, sauf dans l'alliage n° 9 où elle devient moyenne. Essais effectués. — Nous avons réalisé : 1° Des essais de traction à la température ordinaire, à l'aide d'une machine Amsler sous puissance maximum de 1 tonne, sur barreaux cylindriques à tête (section utile 150 mm2, distance entre repères d'allongement : 140 mm) ; 2° Des essais d'écrasement à la température ordinaire, à l'aide de la machine Amsler sous puissance maximum de 2 tonnes, sur éprouvettes de section carrée (17 x
de 2 tonnes, sur éprouvettes de section carrée (17 x 17 mm) et de 18 mm de hauteur; nous avons appliqué lentement un effort de 1500 kg et avons mesuré la réduction de hauteur; 3° Des essais d'écrasement à chaud, dans les mêmes conditions, la température s'abaissant de 180° à 150° au cours de l'essai; 4° Des essais de dureté à température ordinaire, avec balle de 10 mm de diamètre sous un effort de 250 kg; durée de montée à charge : 15 secondes ; maintien de charge nul ; 5° Des essais de dureté à chaud, dans les mêmes
5° Des essais de dureté à chaud, dans les mêmes conditions, mais sous un effort de 50 kg seulement, la température s'abaissant de 1800 à 1700 au cours de l'essai ; 6° Des essais de pliages répétés à température ordinaire, sur bandes de section rectangulaire : 10 x 3mm5, à l'étau, les pliages étant effectués à angle droit; les résultats sont indiqués en nombre de pliages simples; 7° Des essais de corrosion sur plaquettes partiellement immergées dans les réactifs d'attaque ; 8° Des essais de fusibilité sur les alliages ternaires. Les cinq premières séries d'essais ont été effectuées sur plomb
Les cinq premières séries d'essais ont été effectuées sur plomb et alliages bruts de coulée; la sixième et la septième sur des laminés, la réduction de section ayant été de moitié; nous noterons d'ailleurs plus loin l'aspect des produits après laminage. Nous remercions la Société Electro-Câble qui a bien voulu effectuer ces laminages et contrôler dans ses laboratoires les teneurs chimiques de nos alliages. Résultats d'essais. Composition chimique Ecrasement Brinell II:) Brinell £ « Traction S 1 QI Q N« cherchée obtenue £ £ «a a.®-"a 2 S LI Sn Cd Sn R E A « S g-a « g
Cd Sn R E A « S g-a « g III CI voisine o trac..straces 1,5 de 0 31,0 8,5 13,0 4,8 1,1 7 1 1,5 — 1,74 traces 3,4 1,0 15,5 4,5 9,5 8,3 2,1 5 2 3,0 — 2,89 traces 4,8 2,0 13,5 3,0 9,0 11,4 2,4 3 3 — 1,5 0,15 1,54 1,9 0,5 33,5 7,0 11,0 5,4 1,8 6 4 — 3,0 0,25 2,65 2,3 0,7 30,0 5,5 10,5 5, 6 2,0 4 5 0,5 1,0 0,65 0,95 2,9 0,9 23,5 4,5 10,0 7,6 2,0 5 6 0,5 2,0 0,66 1,76 3,0 1,1 25,0 4,5 9,5
6 0,5 2,0 0,66 1,76 3,0 1,1 25,0 4,5 9,5 8,0 2,2 4 7 1,0 1,0 1,04 0,96 3,5 1,0 23,5 3,5 9,5 9,5 2,2 4 8 1,0 0,5 1,42 0,48 3,4 1,2 20,0 4,0 9,0 8,6 2,3 4 9 2,0 0,5 1,98 0,52 4,0 1,0 19,5 4,5 9,0 9,3 2,3 4 Résultats obtenus. — Les résultats obtenus dans les six premières séries d'essais sont groupés dans le tableau ci-dessus ; les valeurs indiquées pour E sont les limites de proportionnalité approximativement déterminées sur les courbes enregistrées à la traction (fig. 4). Au point de vue du laminage, l'aspect des
(fig. 4). Au point de vue du laminage, l'aspect des lames permet un classement approximatif d'après l'état des surfaces et des bords; Ceci est important à souligner, car les alliages s'écrouent à la température ordinaire, contrairement au plomb pur, ce qui les met dans un état initial défavorable par rapport à ce métal pour la comparaison des résultats de pliages répétés et de corrosion. l'ordre par qualité décroissante est le suivant : 5, 6, 4, 7, 3, 8, 9, 1, 2 ; le plomb pur présente des craquelures, par suite d'une légère oxydation à la fusion, et se classerait seulement