Description & Contexte

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Débutant vers 13h15 le 22 septembre 1938, le versant amont du barrage adjacent à la culée droite a connu une grande défaillance alors que les travaux de construction avaient progressé jusqu’à 20 pieds de l’élévation finale de la crête du barrage (Voir Photo 1). Cent quatre-vingts hommes travaillaient dans cette zone. Trente-quatre hommes ont été blessés. Huit hommes ont perdu la vie, dont six n’ont jamais été retrouvés et sont enterrés quelque part dans le barrage.

Cette étude de cas présente un résumé 1) des efforts pour enquêter et comprendre la cause de la rupture, et 2) de la controverse concernant l’évaluation de la cause profonde. Le conseil des consultants du projet a conclu que la rupture était due à la résistance insuffisante au cisaillement des filons de schiste et de bentonite altérés par les intempéries dans la culée droite amont et la fondation du barrage (voir photo 2). Ils ont également indiqué que  » l’ampleur de la progression du glissement vers l’amont peut avoir été due, dans une certaine mesure, à une liquéfaction partielle du matériau dans le glissement. « 

Lors du réexamen de la rupture en 2018 (Redlinger et. al., 2018, Berre et Ferguson, 2019), il a été constaté que des progrès technologiques importants ont été réalisés dans la caractérisation de la résistance au cisaillement des matériaux argileux. Les préoccupations liées aux filons de schiste et de bentonite altérés, dont on pense qu’ils ont déclenché la rupture de pente de Fort Peck, méritent un examen continu lors de la réévaluation périodique des risques. La contribution de la liquéfaction pendant la construction a fait l’objet de multiples investigations, afin d’évaluer la résistance à la liquéfaction du remplissage hydraulique et du sable des fondations superficielles. La cause profonde peut être attribuée aux limitations de la technologie de conception des barrages disponible à l’époque. Plus précisément, il n’existait pas d’essais en laboratoire ni de procédures de conception concernant la résistance au cisaillement a) des schistes argileux de la culée droite en amont (qui ont pu provoquer la rupture), et b) du remblai hydraulique potentiellement liquéfiable utilisé pour construire le barrage et des matériaux de sable de fondation. La technologie existe aujourd’hui pour évaluer ces mécanismes et confirmer la sécurité de la structure.

La rupture de pente de Fort Peck a eu un impact significatif sur les méthodes de conception et les procédures de construction de l’U.S. Army Corps of Engineers (et de toute l’industrie). En outre, l’utilisation de méthodes de construction de remblais hydrauliques pour les barrages en remblai a été généralement abandonnée aux États-Unis après l’événement de la rupture du barrage de Fort Peck.

Les données pertinentes sur le barrage et le réservoir de Fort Peck sont les suivantes :

• Digue en terre roulée à remblai hydraulique &avec un mur de coupure de fondation en palplanches.
  • 125 628 000 verges cubes de remblai mis en place.
  • 3 000 000 verges cubes de gravier mis en place dans les orteils de gravier en amont et en aval.
• Longueur (y compris la section de la digue) – 21 026 pieds.
• Hauteur maximale au-dessus du lit du cours d’eau – 250 pieds.
• Largeur maximale à la base – 4 900 pieds.
• Largeur de la crête – 50 pieds.
• Date de fermeture – 24 juin 1937.
• Capacité totale maximale de stockage : 18 463 000 ac-feet
• Capacité installée : 185 MW
• Capacité du déversoir : 275 000 pi3/sec

Le remplissage hydraulique a été choisi comme l’option la plus rentable pour construire le barrage en remblai, sinon le coût de construction du barrage n’aurait pas été économiquement justifiable. La fermeture du chenal principal de la rivière avec le détournement de la rivière par les tunnels a été achevée le 24 juin 1937, permettant une mise en place plus agressive en masse du remplissage de remblai restant. La surveillance de la détresse ou des problèmes avec le remplissage hydraulique était une routine quotidienne. Au fur et à mesure que le remblai s’élevait, les travailleurs marchaient régulièrement dans les canalisations de boue sur le barrage pour rechercher les affaissements et des rapports quotidiens étaient nécessaires en raison de la crainte d’un débordement de la berge en amont.

L’U.S. Army Corps of Engineers (USACE) sur le glissement (1939) note ce qui suit:

« Le matin du 22 septembre 1938, l’inspection habituelle a été faite par l’ingénieur principal chargé de la construction, son assistant, le surintendant du remplissage, le surintendant associé chargé des levées et la force d’inspection du remplissage.

Vers 10 heures, leurs conclusions ont été discutées lors de la conférence tenue sur la crête de la face amont près de la station 15+10. Les inspecteurs de remplissage et le surintendant adjoint de la construction ont déclaré qu’il ne semblait pas y avoir de franc-bord suffisant. Une inspection immédiate de ce point a révélé, par des mesures approximatives, que la hauteur du fond de la canalisation au-dessus du bassin de carottage n’était que de 30 pouces, alors qu’elle aurait dû être de 4,5 pieds. …. Vers 11 h 45, l’équipe d’arpenteurs a soumis les données suivantes :

Station 15 – Ligne de conduite à 3 pieds au-dessus du bassin de carottage ; (aurait dû être de 4 1/2 pieds.
Station 16 – 3 pieds ; aurait dû être de 4 1/2 pieds
Station 17 – 2,8 pieds (aurait dû être de 4 1/2 pieds) »

À ce moment-là, l’élévation du bassin central était de 2252, l’élévation du réservoir était de 2117,5 et le barrage était presque terminé. Lorsque des observations supplémentaires ont confirmé que le niveau d’eau de la piscine centrale n’avait pas changé par rapport à la veille, on s’est rendu compte que le remblai amont près de la culée droite (est) était apparemment en train de s’affaisser. Le chef de projet, Clark Kittrell, s’est rendu sur le site en début d’après-midi. Son chauffeur, Eugene Tourlotte, s’est approché par l’ouest et est arrivé sur le site vers 13h15. Tourlotte a vu la coquille amont commencer à se déplacer sous la voiture, a freiné brusquement et est passé en marche arrière à grande vitesse pour réussir à sortir du glissement. Au cours des dix minutes qui ont suivi, des voies ferrées, des trains, des bateaux, des pipelines et trente-quatre hommes se sont retrouvés sur la masse de 1700 pieds de large qui glissait. Plus de 5 millions de mètres cubes de matériaux se sont détachés du barrage, et 5 % de la structure a été détruite. Lorsqu’il s’est immobilisé, une partie de l’équipement a été submergée et huit hommes sont morts, enterrés dans le glissement. Vingt-six hommes ont réussi à surmonter le glissement.

Une illustration de la vue en plan du barrage près de la culée droite où la rupture s’est produite avant et après le glissement est montrée sur la photo 3. Notez que la zone de la rupture était le seul endroit le long de la pente amont du barrage où une berme de stabilité n’était pas incluse. Une coupe transversale à travers la rupture qui montre la configuration avant et après du remblai est montrée sur la Photo 4. L’élévation rapide de la crête combinée à l’abaissement de la piscine du réservoir entre juillet et septembre (montrée en rouge) s’est combinée pour créer la charge non drainée qui a provoqué la rupture.

Immédiatement après le glissement, le conseil original pour la conception du barrage a été élargi pour inclure :

• Dr. Arthur Casagrande – Professeur de mécanique des sols à l’Université Harvard
• Mr. I.B. Crosby – Ingénieur géologue consultant
• Dr. Glennon Gilboy – Ingénieur consultant, ancien Prof de Soil Mech, MIT
• M. Joel D. Justin – Président, Ingénieur consultant Phil. PA, co-auteur de « Engineering for Dams »
• M. William H. McAlpine – Bureau du chef des ingénieurs (USACE)
• M. C. W. Sturtevant – Ingénieur divisionnaire

Après une caractérisation extensive du site et un programme d’essais en laboratoire dans la zone du glissement, le conseil des consultants est arrivé à la conclusion suivante sur la cause du glissement 6 mois après qu’il se soit produit :

« Après un examen attentif de toutes les données pertinentes, le Conseil a conclu que le glissement dans la partie amont du barrage, près de la culée droite, était dû au fait que la résistance au cisaillement des filons de schiste et de bentonite altérés dans la fondation était insuffisante pour résister aux forces de cisaillement auxquelles la fondation était soumise. La mesure dans laquelle le glissement a progressé vers l’amont, peut avoir été due, dans une certaine mesure, à une liquéfaction partielle du matériau dans le glissement. » Rapport de l’Office du 2 mars 1939

Cette brève conclusion de l’Office sur la cause de la rupture met l’accent sur la résistance au cisaillement des filons de schiste et de bentonite de la fondation. Cela peut sembler évident étant donné que la partie droite du glissement était le seul endroit où une partie du barrage était probablement fondée directement sur un plateau dans les matériaux de schiste et c’est là que les premiers mouvements ont été détectés. Lorsque le sommet du schiste s’est enfoncé sous la partie gauche du glissement, le schiste a été enfoui jusqu’à une profondeur maximale d’environ 40 à 60 pieds d’alluvions à la limite gauche du glissement, au moins sur la ligne centrale. La contre-analyse qui a constitué la base de la nouvelle conception s’est concentrée sur la résistance des matériaux de schiste bentonitique tandis que des tests en laboratoire ont été réalisés pour traiter de la résistance des schistes argileux et pour déterminer si une liquéfaction s’était produite (U.S. Army Corps of Engineers, juillet 1939).

Deux des neuf membres du conseil, Merriman et Mead, n’ont pas signé le rapport : L’un pour des raisons techniques et l’autre pour des raisons plus philosophiques. Deux des membres du conseil (les docteurs Casagrande et Gilboy) étaient convaincus qu’il y avait eu liquéfaction, même si les résultats des essais en laboratoire pour estimer le taux de vide critique (Casagrande, 1936) du remblai hydraulique indiquaient que les matériaux ne se seraient pas liquéfiés (Middlebrooks, 1942). Gilboy, dans sa discussion sur le document de 1942 de Middlebrooks, a d’abord exprimé le point de vue de la minorité de la Commission qui a conclu « que la liquéfaction a été déclenchée par une rupture par cisaillement dans le schiste, et que la grande ampleur de la rupture était principalement due à la liquéfaction. » Casagrande est resté silencieux sur le sujet jusqu’à sa conférence Terzaghi en 1965, où il révèle que la formulation du rapport de la Commission était « une formulation de compromis pour combler le grand écart entre les opinions des consultants qui ont signé le rapport ». Casagrande poursuit en disant que « Gilboy et moi partagions l’opinion que la liquéfaction était centrée principalement dans la zone de sable fin de la coque à côté du noyau, et que la liquéfaction a pu se propager dans les sables de fondation sous-jacents fortement chargés. »

Un examen détaillé de la technologie disponible au moment de la conception et de l’évaluation après défaillance, ainsi que des facteurs humains en jeu à la lumière de la technologie inadéquate qui a été récemment effectué par Redlinger, Ferguson et Berre (Redlinger, et al, 2018) ainsi que Berre et Ferguson (webinaire ASDSO, août, 2019). Ces examens ont permis de constater ce qui suit :

1. Les principaux facteurs contribuant à la rupture de la pente amont du barrage étaient associés à la technologie et à la procédure de conception inadéquates associées aux deux éléments suivants :
   • la résistance au cisaillement des matériaux de fondation en schiste argileux, y compris ce que nous appelons maintenant la  » résistance résiduelle « , et
   • la caractérisation de la résistance des matériaux de remplissage hydraulique et le mécanisme de  » liquéfaction « .
2. La classification des schistes argileux et l’impact des slickensides, failles et autres surfaces pré-cisaillées n’étaient pas bien compris. La possibilité que des pressions interstitielles élevées se développent dans les schistes fissurés rigides en raison des charges de construction n’était pas non plus prévue. Le système de classification des sols utilisé avait une valeur limitée par rapport à la classification unifiée qui arriverait près de deux décennies plus tard.
3. La caractérisation de la résistance au cisaillement des matériaux de fondation, y compris les filons de bentonite dans les schistes argileux, n’était pas encore une pratique de conception standard. Bien que la question de la résistance de ces matériaux et du potentiel de défaillance ait été identifiée, une compréhension complète des propriétés de résistance et la capacité de caractériser la résistance pour la conception étaient limitées. Ces résistances n’ont été identifiées qu’au cours des enquêtes après défaillance. Les enquêtes après défaillance ont indiqué que les matériaux bentonitiques avaient une résistance aussi faible qu’un peu moins de 9 degrés (voir photo 5). A la connaissance de l’auteur, l’utilisation d’une résistance inférieure correspondant à ce que nous classerions aujourd’hui comme « résistance résiduelle » des schistes argileux dans la rétro-analyse de la rupture du glissement par le Bureau de consultants, a été la première application de cette résistance dans la conception d’une pente pour un barrage.
4. Alors que le concept de liquéfaction (rapport critique densité/vide, Casagrande, 1936) commençait à être compris à partir d’un certain nombre d’histoires de cas comme la rupture du barrage de Calaveras en Californie (1918), la capacité de caractériser et d’évaluer correctement la résistance réelle des matériaux de remplissage hydraulique, soit pendant la conception, soit dans le cadre de l’évaluation après rupture, était limitée au mieux. De plus, on ne comprenait pas comment le taux de construction et d’abaissement du bassin qui s’est produit du 20 juillet au 22 septembre aurait un impact sur les pressions d’eau dans le barrage et les fondations, la résistance des schistes argileux et des matériaux de remplissage hydraulique, et finalement la stabilité de la pente amont du barrage.

Une évaluation après défaillance par Westergaard (Casagrande, 1965) a suggéré que l’angle de friction moyen d’un peu plus de 4 degrés agissait le long de la base de la masse du glissement pendant la défaillance. La méthode utilisée par Westergaard pour estimer la résistance consistait à construire une ligne entre les centres de gravité estimés de la section transversale du remblai avant et après, comme le montre la photo 6. Plus de 80 ans après la rupture, de nombreux chercheurs ont relevé le défi d’analyser la « résistance résiduelle » moyenne des matériaux de la masse de rupture du barrage de Fort Peck. Comme le résument Redlinger et al (2018), il semble que l’évaluation simplifiée de Westergaard était assez proche de la réalité. Cependant, la question de savoir comment estimer la résistance résiduelle des matériaux potentiellement liquéfiables reste un défi majeur pour les ingénieurs.

Les réexamens de 2018 et 2019 (Redlinger et al, 2018 ; et Berre et Ferguson, 2019) de la rupture ont révélé qu’il y avait un certain nombre de signes de détresse indiquant que la rupture était imminente. Ces indicateurs de détresse comprenaient : 1) la courbure des voies ferrées aux stations 15 à 17, 2) le tassement de la conduite de boue et la fissuration longitudinale du talus le long du bord amont de la crête, et 3) des pressions d’eau élevées dans le talus et des infiltrations émanant de la première banquette (pierre de carrière) le long du talus amont sous le bassin central la nuit précédant la rupture.

(1) Berre, L. et Ferguson, K. A. (2019). Défaillance du talus amont du barrage de Fort Peck, Montana. Webinaire de l’ASDSO. Association of State Dam Officials.

(2) Casagrande, A. (1936). Caractéristiques des sols sans cohésion affectant la stabilité des pentes et des remblais. Journal de la société d’ingénieurs civils de Boston. Vol. 23, No. 1.

(3) Casagrande, A.. (1965). Rôle du « risque calculé » dans l’ingénierie du terrassement et des fondations. The Terzaghi Lecture, Journal of the Soil Mechanics and Foundations Division, Proceedings of the American Society of Civil Engineers.

(4) Gilboy, G. (1942). Discussion sur l’article de Middlebrooks « Fort Peck Slide ». Transactions de l’American Society of Civil Engineers, Vol. 107, pp 725-755.

(5) Redlinger, C. G., Ferguson, K.A., et Berre, L. M. (2018). 80e anniversaire du glissement de la construction du barrage de Fort Peck. Conférence annuelle de l’ASDSO. Seattle : Associate of State Dam Safety Officials.

(6) Corps des ingénieurs de l’armée américaine. (1939). Rapport sur le glissement d’une partie de la face amont du barrage de Fort Peck. U.S. Govt. Printing Office, Washington, D.C.

Ce résumé d’étude de cas a été révisé par Laila M. Berre, P.E., gestionnaire du programme de sécurité des barrages au US Army Corps of Engineers.