jeanflop/post_ocr_correction2 huggingface dataset:
= kb = k). Par raison de symétrie, la rotation θ et, par suite, le moment M sont égaux en A et B (fig. 5). Le moment de flexion sinusoïdal qui s’exercerait sur la poutre dans le cas d’une articulation est corrigé d’un moment de flexion uniforme -Mθ. L’équation différentielle (3) devient (7) M = C y Mθ = -y” El. L’intégration de (7) donne On obtient 9 en calculant la valeur de y' en A ou B et, en tenant compte de la relation (2), on peut écrire (10) sous la forme (11), la compression critique C étant désignée par Q'. Lorsque la poutre est tendue, les expressions (8), (9), (11), deviennent (8'), (9'), (11') pour x compté à partir de A. La charge critique de flambage Q' est donc alors donnée pour toutes les valeurs possibles de k par (11) et (II'), qui ont permis d'établir le tableau et le diagramme ci-joints (fig. 6). Q' Kp Q' Kt Q' Kp Q El Q Bi Q Et Q El Q El Q El 00 7t 1 5 — 4,01 2 3,4o () , , 1 —3,43 2,5 6,44 10 —9,95 —o,5 2,76 3 12,22 6 —7,7 0 —2 3,25 18,50 4 6,31 0, 5 1 , L 3,5 29,0 3 —5,5 1 0 4 00 2 —4,56 1,5 L'il Il est bien évident que pour les poutres courtes, qui cèdent non par instabilité seulement, mais par écrasement ou flambage local, la connaissance de Q' n'est pas la dernière étape du calcul; il faut encore déterminer la longueur libre de flambage l' par la relation. L'ingénieur introduira l' à la place de l dans la formule dont il a l'habitude de faire usage (Strand, Résal, Rankine ou tout autre). II. — LONGUEUR DE FLAMBAGE DES BARRES DE TREILLIS ASSEMBLÉES RIGIDEMENT. Considérons une barre AB appartenant à une poutre en treillis. Ses extrémités sont les nœuds A et B d'où partent un certain nombre de barres AAl, AA2, ..., AAn, ..., BB1, BB2, ..., BBn (voir fig. 7, 8, 9). Ces différentes barres sont assemblées rigidement en A et B :
18,50 4 6,31 0, 5 1 , L 3,5 29,0 3 —5,5 1 0 4 00 2 —4,56 1,5 L'il Il est bien évident que pour les poutres courtes, qui cèdent non par instabilité seulement, mais par écrasement ou flambage local, la connaissance de Q' n'est pas la dernière étape du calcul; il faut encore déterminer la longueur libre de flambage l' par la relation. L'ingénieur introduira l' à la place de l dans la formule dont il a l'habitude de faire usage (Strand, Résal, Rankine ou tout autre). II. — LONGUEUR DE FLAMBAGE DES BARRES DE TREILLIS ASSEMBLÉES RIGIDEMENT. Considérons une barre AB appartenant à une poutre en treillis. Ses extrémités sont les nœuds A et B d'où partent un certain nombre de barres AAl, AA2, ..., AAn, ..., BB1, BB2, ..., BBn (voir fig. 7, 8, 9). Ces différentes barres sont assemblées rigidement en A et B : les angles qu'elles font entre elles au voisinage de A et de B sont invariables au cours des déformations du système. Ces barres supportent des compressions positives ou négatives, désignées par Cl, C2, ..., Cn, Lorsqu'un flambage se produit dans la barre AB, la ligne élastique subit une rotation θA en A et une équivalente en B. À cause de la rigidité des nœuds, les barres adjacentes sont soumises à la même rotation à leur extrémité A ou B. Comme ces barres présentent une rigidité en flexion, elles tendent à s'opposer à cette rotation. Leur rigidité se manifeste par un moment antagoniste MA1, MA2, ..., MAn, qui limite la rotation à une valeur θA. Le rapport entre ce moment de flexion et la rotation est désigné par le coefficient kA" défini précédemment, et l'on se trouve ramené au problème du flambage d'une poutre encastrée élastiquement. Il faut alors se fixer arbitrairement le degré d'encastrement kA, k2, ..., k_n, relatif aux extrémités A1, A2, ..., An, Le procédé habituel consiste à introduire la même hypothèse arbitraire aux extrémités A et B elles-mêmes. À défaut d'une méthode précise, on est en effet obligé d'estimer le degré d'encastrement de la barre AB. La
en A et une équivalente en B. À cause de la rigidité des nœuds, les barres adjacentes sont soumises à la même rotation à leur extrémité A ou B. Comme ces barres présentent une rigidité en flexion, elles tendent à s'opposer à cette rotation. Leur rigidité se manifeste par un moment antagoniste MA1, MA2, ..., MAn, qui limite la rotation à une valeur θA. Le rapport entre ce moment de flexion et la rotation est désigné par le coefficient kA" défini précédemment, et l'on se trouve ramené au problème du flambage d'une poutre encastrée élastiquement. Il faut alors se fixer arbitrairement le degré d'encastrement kA, k2, ..., k_n, relatif aux extrémités A1, A2, ..., An, Le procédé habituel consiste à introduire la même hypothèse arbitraire aux extrémités A et B elles-mêmes. À défaut d'une méthode précise, on est en effet obligé d'estimer le degré d'encastrement de la barre AB. La double articulation donne la sécurité absolue (k = 0 ; l' = l ; Q' = Q); on ne doit en aucun cas supposer l'encastrement parfait (k = ∞ ; l' = 0,5 l; Q' = 4 Q) et il est courant de se placer dans un cas intermédiaire défini par exemple par l' = 0,7 l ou Q' = 2 Q. La méthode proposée ici est d'une précision beaucoup plus grande car, dans tout système continu où la rigidité d'un élément influe sur la grandeur des efforts en une section donnée, l'effet de cette rigidité s'atténue avec l'éloignement. L'erreur commise sur k_n a donc d'autant moins d'importance que cette erreur est reportée en un point plus éloigné de AB. Cet effet favorable de l'éloignement est considérable. On peut s'en rendre compte en examinant les résultats obtenus dans le cas particulier simple où les barres adjacentes ne sont ni tendues ni comprimées. Si l'on fait varier les coefficients k" relatifs aux nœuds A" de 0 à + ∞, le coefficient k_n varie seulement dans le rapport de 3 à 4. De plus, ce rapport 4/3 correspond dans le cas le plus défavorable à un rapport de 1,11 (au lieu de
par exemple par l' = 0,7 l ou Q' = 2 Q. La méthode proposée ici est d'une précision beaucoup plus grande car, dans tout système continu où la rigidité d'un élément influe sur la grandeur des efforts en une section donnée, l'effet de cette rigidité s'atténue avec l'éloignement. L'erreur commise sur k_n a donc d'autant moins d'importance que cette erreur est reportée en un point plus éloigné de AB. Cet effet favorable de l'éloignement est considérable. On peut s'en rendre compte en examinant les résultats obtenus dans le cas particulier simple où les barres adjacentes ne sont ni tendues ni comprimées. Si l'on fait varier les coefficients k" relatifs aux nœuds A" de 0 à + ∞, le coefficient k_n varie seulement dans le rapport de 3 à 4. De plus, ce rapport 4/3 correspond dans le cas le plus défavorable à un rapport de 1,11 (au lieu de 4) entre les valeurs extrêmes des charges critiques de flambage de AB. Ce qui revient à dire que si l'on commet une erreur très grossière dans l'évaluation du degré d'encastrement des extrémités A1, Bn, l'erreur relative sur la valeur de la charge critique est au plus de 11 pour 100. Les zones hachurées des figures 8 et 9 montrent, d'une façon grossière mais imagée, la précision relative des deux procédés. Cette représentation est qualitativement exacte, puisque le contour des aires considérées passe par les nœuds sur lesquels on a reporté l'indétermination du degré d'encastrement. Étant donnée la faible importance de l'erreur commise en donnant des valeurs inexactes à k_l, il ne faut pas hésiter à annuler la valeur de k_l relative à toutes les barres adjacentes. L'erreur commise est alors dans le sens de la sécurité, sans toutefois conduire à un excès de poids, puisque, comme nous venons de le voir, l'erreur finale est toujours très modérée. Enfin, on négligera l'effet favorable de toutes les barres extérieures au plan de flambage. Ces deux hypothèses simplificatrices se trouveraient effectivement réalisées si les barres étaient terminées par des rotules en A1 et B1. Calcul du degré d'encastrement relatif aux extrémités A et
Les zones hachurées des figures 8 et 9 montrent, d'une façon grossière mais imagée, la précision relative des deux procédés. Cette représentation est qualitativement exacte, puisque le contour des aires considérées passe par les nœuds sur lesquels on a reporté l'indétermination du degré d'encastrement. Étant donnée la faible importance de l'erreur commise en donnant des valeurs inexactes à k_l, il ne faut pas hésiter à annuler la valeur de k_l relative à toutes les barres adjacentes. L'erreur commise est alors dans le sens de la sécurité, sans toutefois conduire à un excès de poids, puisque, comme nous venons de le voir, l'erreur finale est toujours très modérée. Enfin, on négligera l'effet favorable de toutes les barres extérieures au plan de flambage. Ces deux hypothèses simplificatrices se trouveraient effectivement réalisées si les barres étaient terminées par des rotules en A1 et B1. Calcul du degré d'encastrement relatif aux extrémités A et B. Considérons l'une quelconque des barres aboutissant en A. Ses extrémités ayant tourné de l'angle θA, un moment MA1 antagoniste a pris naissance en A, le moment en A1 étant nul. Si la barre AAn n'est ni tendue ni comprimée, MA1 est donné par l'expression Considérons maintenant le cas général où cette barre est soumise à une compression C (fig. 10). L'équation différentielle de la ligne élastique est alors L'intégration de cette équation donne, après avoir posé les conditions y = 0 pour x = 0 et x = l, et, finalement, L'équation (16) permet d'établir le tableau ci-dessous et le diagramme (fig. 11) qui donne en fonction de g, la valeur cherchée de jj-prp C kt c kt c m Q 3 ET Q 3EI Q 3EI le "3l V-Q 56 I;34 1,0 0,000 -5 2,73 —o,4 1,23 1,2 —o,38ô 4 2,49 0,2 1,11 i,4 0,970 -3 2,22 0 1,0 1,6 —2,000 -2 1,91 0,2 0,860 1,8 —4;7^° —1,5 1,73 0,4 0,705 2,04 —30 —i,o i,54 0,6 o,5i5 — 0,8 1,44 0,8 0.287 Ayant calculé pour chacune des barres An les coefficients kAn, on peut calculer le coefficient global kA relatif au nœud A. En effet, l'ensemble des barres
où cette barre est soumise à une compression C (fig. 10). L'équation différentielle de la ligne élastique est alors L'intégration de cette équation donne, après avoir posé les conditions y = 0 pour x = 0 et x = l, et, finalement, L'équation (16) permet d'établir le tableau ci-dessous et le diagramme (fig. 11) qui donne en fonction de g, la valeur cherchée de jj-prp C kt c kt c m Q 3 ET Q 3EI Q 3EI le "3l V-Q 56 I;34 1,0 0,000 -5 2,73 —o,4 1,23 1,2 —o,38ô 4 2,49 0,2 1,11 i,4 0,970 -3 2,22 0 1,0 1,6 —2,000 -2 1,91 0,2 0,860 1,8 —4;7^° —1,5 1,73 0,4 0,705 2,04 —30 —i,o i,54 0,6 o,5i5 — 0,8 1,44 0,8 0.287 Ayant calculé pour chacune des barres An les coefficients kAn, on peut calculer le coefficient global kA relatif au nœud A. En effet, l'ensemble des barres produit en A un moment MA (17) MA = MAn = kAneA = 0A2 £ A„. Si l'on pose &gt;IA=*A0, il vient £ A = S kn. Et de même en B 1.:1: = knll' On se trouve en présence d'une poutre AB terminée par des encastrements élastiques dont la rigidité est définie par kA et kll' On est alors en mesure de calculer la nouvelle charge critique dans AB. Il suffit pour cela d'utiliser le diagramme donnant -:en fonction de (fig. 6). Dans le cas particulier, d'ailleurs peu courant, où G pour une barre AAn. le rapport g est compris entre 2,04 et 4, le calcul précédent ne donne aucun résultat pour l'une des deux raisons suivantes : — ou bien il est impossible que la barre AAn. supporte une compression aussi élevée et cette barre est à renforcer ; — ou bien l'hypothèse de l'articulation en An est fausse; la valeur de kn doit être augmentée, et cela jusqu'à + ∞ si ~Q = 4. Il suffit alors de déformer la courbe (I) donnée par kn = 0, pour les grandes valeurs de g, de façon à se rapprocher progressivement de la courbe qui serait obtenue si kn
rigidité est définie par kA et kll' On est alors en mesure de calculer la nouvelle charge critique dans AB. Il suffit pour cela d'utiliser le diagramme donnant -:en fonction de (fig. 6). Dans le cas particulier, d'ailleurs peu courant, où G pour une barre AAn. le rapport g est compris entre 2,04 et 4, le calcul précédent ne donne aucun résultat pour l'une des deux raisons suivantes : — ou bien il est impossible que la barre AAn. supporte une compression aussi élevée et cette barre est à renforcer ; — ou bien l'hypothèse de l'articulation en An est fausse; la valeur de kn doit être augmentée, et cela jusqu'à + ∞ si ~Q = 4. Il suffit alors de déformer la courbe (I) donnée par kn = 0, pour les grandes valeurs de g, de façon à se rapprocher progressivement de la courbe qui serait obtenue si kn croissait sans limite aux nœuds An (et Bn). L'asymptote de la nouvelle courbe doit être reportée de Q = 2,0 4 à = 4, ce qui peut être obtenu simplement en remplaçant &lt;1 par Q 0,2'1 c; d'où le tableau ci-dessous et la courbe (II) (fig. II). C kl C kt Q 3 El Q 3 El o 1 1,686 —o,385 0,211 0,860 2,110 —0,970 0,442 0,705 2,6oo 2,000 0,701 0,515 3,170 —4,78 0,990 0,287 4,000 —00 1,317 o,000 Méthode pratique de calcul. En résumé, on procédera comme suit : 10 Calculer pour chaque barre adjacente la charge d'Euler et le terme 20 Multiplier par la valeur de k tirée du Q j ? d'où le coefficient k pour chaque barre AAn ou BBn. 3° Effectuer la somme de ces coefficients pour les nœuds A et B kA = ∑ kxn, kt = 2 ksin. 4° Effectuer les produits El et l se rapportant à la barre AB. 50 En déduire, sur le diagramme (6), les valeurs de ¿; à partir de kA, et à partir de kB. 6° Calculer d'où la longueur de flambage cherchée 7° Remplacer la longueur réelle par l' dans la formule (ou courbe) de flambage
kt Q 3 El Q 3 El o 1 1,686 —o,385 0,211 0,860 2,110 —0,970 0,442 0,705 2,6oo 2,000 0,701 0,515 3,170 —4,78 0,990 0,287 4,000 —00 1,317 o,000 Méthode pratique de calcul. En résumé, on procédera comme suit : 10 Calculer pour chaque barre adjacente la charge d'Euler et le terme 20 Multiplier par la valeur de k tirée du Q j ? d'où le coefficient k pour chaque barre AAn ou BBn. 3° Effectuer la somme de ces coefficients pour les nœuds A et B kA = ∑ kxn, kt = 2 ksin. 4° Effectuer les produits El et l se rapportant à la barre AB. 50 En déduire, sur le diagramme (6), les valeurs de ¿; à partir de kA, et à partir de kB. 6° Calculer d'où la longueur de flambage cherchée 7° Remplacer la longueur réelle par l' dans la formule (ou courbe) de flambage utilisée lorsqu'il s'agit d'une barre comprimée articulée à ses extrémités. Henri RIVIÈRE. Revue des brevets 760 535 (11 août 1933), G. MABBOUX. — Perfectionnements apportés aux appareils gyroscopiques, notamment à ceux à utiliser comme De haut en bas fig. 1 et 2. indicateurs de verticale. Horizon artificiel gyroscopique dans lequel l'axe de rotation de la masse tournante est continuellement rappelé sur la verticale par des moyens électromagnétiques. Ces moyens sont d'ailleurs à rapprocher de ceux développés dans le brevet du Brown Pitch Azimuth indicator. Le système comprend substantiellement un ensemble gyroscopique E, suspendu aux supports S par deux anneaux de cardan 2 et 3. Une masse pendulaire R est, d'autre part, suspendue aux mêmes supports S par deux anneaux de Cardan 4. et 5 de telle façon que les éléments E et R possèdent le même centre d'oscillation. L'ensemble E se com pose (fig. 1, 2 et 4) d'un carter 1, dans lequel la masse gyroscopique 6 tourne autour d'un axe 7. Cet axe tourne lui-même en entraînant un élément 8, constitué par une calotte sphérique 9, en métal très conducteur et peu magnétique (cuivre rouge, argent, etc.). Dans ses oscillations, 9 se déplace devant l'armature 10 d'un aimant solidaire
l'axe de rotation de la masse tournante est continuellement rappelé sur la verticale par des moyens électromagnétiques. Ces moyens sont d'ailleurs à rapprocher de ceux développés dans le brevet du Brown Pitch Azimuth indicator. Le système comprend substantiellement un ensemble gyroscopique E, suspendu aux supports S par deux anneaux de cardan 2 et 3. Une masse pendulaire R est, d'autre part, suspendue aux mêmes supports S par deux anneaux de Cardan 4. et 5 de telle façon que les éléments E et R possèdent le même centre d'oscillation. L'ensemble E se com pose (fig. 1, 2 et 4) d'un carter 1, dans lequel la masse gyroscopique 6 tourne autour d'un axe 7. Cet axe tourne lui-même en entraînant un élément 8, constitué par une calotte sphérique 9, en métal très conducteur et peu magnétique (cuivre rouge, argent, etc.). Dans ses oscillations, 9 se déplace devant l'armature 10 d'un aimant solidaire de R. Le fonctionnement est le suivant : lorsque l'axe de rotation du gyroscope s'écarte légèrement de la verticale, des courants de Foucault prennent naissance dans la calotte 9, par suite de sa rotation en présence de l'aimant 10. Ces courants engendrent un couple tendant à freiner le mouvement de la calotte en un point II (fig. 3). En conséquence, l'axe 7 réagit et tend à se déplacer dans le sens de Fig. 3. la flèche F. Par précession, le gyroscope transformera le couple F en un couple P ramenant l'axe du gyroscope sur la verticale. Enfin, le brevet décrit un système de projection lumineuse (fig. 4) permettant de rendre visibles les diverses positions du gyroscope. Le texte manque de clarté en quelques endroits ; en particulier, l'axe 7 est qualifié tantôt d'axe sur lequel la masse gyroscopique est montée librement, tantôt d'arbre qui tourne avec elle. La figure 1 est également contradictoire. On ne voit pas comment peut être entraîné l'élément 8, dont la rotation est indispensable, si l'arbre 7 ne tourne pas. Fig.4. On peut remarquer aussi que pour les grandes inclinaisons le rappel du gyroscope sur la verticale cesse complètement : cela se produit dès que l'armature
la calotte en un point II (fig. 3). En conséquence, l'axe 7 réagit et tend à se déplacer dans le sens de Fig. 3. la flèche F. Par précession, le gyroscope transformera le couple F en un couple P ramenant l'axe du gyroscope sur la verticale. Enfin, le brevet décrit un système de projection lumineuse (fig. 4) permettant de rendre visibles les diverses positions du gyroscope. Le texte manque de clarté en quelques endroits ; en particulier, l'axe 7 est qualifié tantôt d'axe sur lequel la masse gyroscopique est montée librement, tantôt d'arbre qui tourne avec elle. La figure 1 est également contradictoire. On ne voit pas comment peut être entraîné l'élément 8, dont la rotation est indispensable, si l'arbre 7 ne tourne pas. Fig.4. On peut remarquer aussi que pour les grandes inclinaisons le rappel du gyroscope sur la verticale cesse complètement : cela se produit dès que l'armature de l'aimant dépasse le bord de la calotte sphérique. Or, il est à craindre que cette limite soit fréquemment atteinte. D'autre part, il ne semble pas que l'on puisse augmenter les dimensions de la calotte sphérique, car on rendrait la vitesse de rappel proportionnelle à l'angle d'inclinaison, ce qui serait défavorable en cas de rafales. (4 p., 3 fig., 15 réf.) 760 665 (14 décembre 1933), C. DE HAYA. Indicateur de position et de mouvements pour appareils volants. Contrôleur de vol regroupant dans un seul instrument les trois références indispensables au pilotage aveugle. Horizontalité transversale et longitudinale, stabilité de route, correction des inclinaisons en virage. En fait, l'instrument combine les indications d'un horizon artificiel et d'un indicateur de virage et y ajoute un niveau transversal à bille. L'horizon est représenté par la bande 1 (fig. I et 2) susceptible, lors des mouvements de l'avion, de se déplacer vers le haut ou vers le bas d'une part, de s'incliner à droite ou à gauche d'autre part, par rapport au boîtier de l'appareil, ces mouvements étant commandés par un gyroscope à 3 degrés de liberté, en sorte que la bande 1 indique constamment la position de l'horizon par rapport à l'avion, quelle
défavorable en cas de rafales. (4 p., 3 fig., 15 réf.) 760 665 (14 décembre 1933), C. DE HAYA. Indicateur de position et de mouvements pour appareils volants. Contrôleur de vol regroupant dans un seul instrument les trois références indispensables au pilotage aveugle. Horizontalité transversale et longitudinale, stabilité de route, correction des inclinaisons en virage. En fait, l'instrument combine les indications d'un horizon artificiel et d'un indicateur de virage et y ajoute un niveau transversal à bille. L'horizon est représenté par la bande 1 (fig. I et 2) susceptible, lors des mouvements de l'avion, de se déplacer vers le haut ou vers le bas d'une part, de s'incliner à droite ou à gauche d'autre part, par rapport au boîtier de l'appareil, ces mouvements étant commandés par un gyroscope à 3 degrés de liberté, en sorte que la bande 1 indique constamment la position de l'horizon par rapport à l'avion, quelle que soit l'attitude de ce dernier dans l'espace. Un avion-silhouette 2 matérialise la position de l'aéronef par rapport à 1. Mais, au lieu d'être fixe, au cours des virages cet avion peut se déplacer transversalement en restant parallèle à lui-même, de part et d'autre de sa position moyenne, jouant ainsi le rôle de l'aiguille de l'indicateur de virage. Le brevet ne décrit pas le dispositif d'horizon adopté; par contre il détaille le mécanisme d'asservissement de l'avion silhouette à l'indicateur de virage (fig. 2). Celui-ci est un gyroscope 3, à 2 degrés de liberté et à axe transversal, entretenu par l'air comprimé. Le cadre de ce gyroscope, mobile autour de l'axe 4, porte une bielle 5 terminée par un boîtier 6 qui entraîne dans ses mouvements la goupille 7 solidaire de 2. Celle-ci peut glisser sur un fil transversal 8. Le niveau transversal à bille est placé sous le cadran de l'instrument. A gauche, vol horizontal rectiligne; à droite, vol horizontal rectiligne avec bande à gauche. A gauche, vol en descente rectiligne; à droite, vol horizontal, en virage normal à gauche. A gauche, vol horizontal en virage à plat à gauche; à droite, vol piqué en virage à gauche. Indications du
le rôle de l'aiguille de l'indicateur de virage. Le brevet ne décrit pas le dispositif d'horizon adopté; par contre il détaille le mécanisme d'asservissement de l'avion silhouette à l'indicateur de virage (fig. 2). Celui-ci est un gyroscope 3, à 2 degrés de liberté et à axe transversal, entretenu par l'air comprimé. Le cadre de ce gyroscope, mobile autour de l'axe 4, porte une bielle 5 terminée par un boîtier 6 qui entraîne dans ses mouvements la goupille 7 solidaire de 2. Celle-ci peut glisser sur un fil transversal 8. Le niveau transversal à bille est placé sous le cadran de l'instrument. A gauche, vol horizontal rectiligne; à droite, vol horizontal rectiligne avec bande à gauche. A gauche, vol en descente rectiligne; à droite, vol horizontal, en virage normal à gauche. A gauche, vol horizontal en virage à plat à gauche; à droite, vol piqué en virage à gauche. Indications du contrôleur DE HAYA dans différents cas de vol. L'instrument est ingénieux, mais il semble susceptible de troubler quelque peu le pilote. En effet, dans un virage, l'avion silhouette glisse suivant un diamètre incliné sur l'horizontale et vient par conséquent se placer en dessous de l'horizon, indiquant un piqué alors même que le centre du diamètre serait parfaitement aligné sur la barre d'horizon, comme il est normal dans un virage correct; le pilote peut donc être amené à tirer sur la commande de profondeur et à se rapprocher de la perte de vitesse. (2 p., 3 fig., 20 réf.) J. D. Allemagne. — Travaux des Services et Instituts de recherches Luftfahrtforschung, Tome 12, Fascicule 4. MM. H. v. DIRINGHOFEN et H. HARTMANN étudient l'influence simultanée de la diminution de pression et de la présence de l'oxyde de carbone dans l'air respiré, sur l'organisme humain. Les deux influences s'ajoutent : si, entre 4000 et 5000m d'altitude, l'air aspiré contient 0,0025 pour 100 de CO, cela équivaut à une augmentation d'altitude de 500m. M. S. RUFF a étudié l'influence défavorable des gaz d'échappement sur l'équipage, constatée dans certains types d'avions. L'action nocive est due, principalement, à l'oxyde de carbone, mais aussi à certains