Longueur de la maquette 
Constante gravitationnelle 
Déplacement de la maquette 
Profondeur du basin de carène 
Hauteur moyenne de l’eau
Surface mouillée 
Nombre de Froude relatif à la longueur
Nombre de Froude relatif au déplacement
Nombre de Froude relatif à la profondeur du
bassin
1. Introduction
La définition habituelle
du planing est le moment où la force de
portance verticale hydrodynamique devient suffisante pour faire diminuer la
longueur mouillée et la surface mouillée. Ce phénomène se produit habituellement
pour des nombres de Froude (relatif à la longueur) supérieur à 1 (
> 1) ou des
nombres de Froude (relatif au déplacement) autour de 2 (
). Lorsque le planing commence, la résistance à
l’avancement du bateau augmente moins rapidement avec la vitesse que lors du
fonctionnement en déplacement ou au semi-planing.
Un travail considérable a été fait au sujet du
phénomène de planing pour les bateaux à moteur. En 1964, Daniel Savitsky[1]
propose une méthode originale pour évaluer la traînée et l’angle d’assiette
d’une coque en V à une vitesse donnée. Depuis, des travaux complémentaires ont
été menés sans toutefois étendre la théorie aux coques rondes et larges
propulsées par des voiles. Deux problèmes majeurs : tout d’abord, les
formes des coques sont plus variées et compliquées que les formes en V et
d’autre part, un bateau à voile ne peut pas être optimisé pour une seule
vitesse. En d’autres termes, un bateau à voile navigue en déplacement, au semi-planing et au planing et doit être optimisé pour ces
trois modes de fonctionnement.
Pour le groupe Finot-Conq,
ce programme de recherche à deux objectifs principaux:
- Mieux
comprendre le phénomène, les tendances, les facteurs clés et les
limitations pour dessiner les carènes.
- Un
moyen de prendre en compte le phénomène de planing dans les programmes de
prédiction de vitesse afin de choisir le meilleur dessin en fonction des
objectifs du client.
Fig
1:
Pour répondre à ces
questions, on a choisi de combiner différents outils ou techniques
disponibles : essais en mer, essais en bassin de carène, calculs
numériques et simulateur à 6 degrés de liberté.
Les essais en bassin de
carènes, en utilisant la méthode semi-captive ou
fixe, sont un moyen fiable d’obtenir les efforts hydrodynamiques s’exerçant sur
une carène dans une attitude donnée. Cependant, pour faire une analyse poussée
des écoulements et des efforts, il est relativement compliqué d’obtenir les
grandeurs locales que sont la pression, les vitesses, la vorticité,
les efforts par section, etc.
Les codes numériques, quant à eux, sont un moyen
simple d’obtenir les grandeurs locales et globales mais ils doivent être
validés pour ce type de bateau rapide. La validation (précision et limites d’utilisation)
est donc une étape clé de la démarche. Les essais en bassin sont utilisés comme
référence pour les efforts globaux. La première hypothèse est que si les
efforts globaux sont calculés correctement, alors les quantités locales le sont
également. La seconde est que si les calculs et les essais en milieu confiné
(bassin de carène) sont en accord, alors les calculs numériques peuvent être
utilisés pour l’étude.
Les calculs et les essais seront ensuite utilisés pour
modéliser tous les efforts hydrodynamiques agissant sur la coque. Ces modèles
seront implémentés dans les logiciels de prédiction de vitesse (VPP) ou dans le
simulateur à 6 degrés de liberté afin de quantifier la performance des bateaux.
2. SuR
LE CHOIX DE LA TECHNIQUE D ’ESSAIS
EN MODELE FIXE
Lorsqu’on essaye des carènes de voiliers en bassin
de carène, la méthode semi-captive est la plus
couramment utilisée. La coque a une gîte et un angle de dérive fixé mais est
libre en assiette et en enfoncement. C’est une méthode efficace pour comparer
deux coques lors du processus de dessin d’une carène. Tant que le centre de
poussée vélique et le centre de gravité sont correctement positionnés, cela a
l’avantage de laisser le bateau se mettre dans une position d’équilibre
réaliste pour les coques classiques à vitesse modérée.
Cependant,
le moment piqueur est corrigé en déplaçant des masses le long de l’axe
longitudinal du bateau. Le déplacement de ces masses est calculé pour prendre
en compte la position estimée du point d’application des efforts
aérodynamiques. Pour faire cela précisément, il est nécessaire de réaliser
plusieurs essais pour déterminer la position correcte des masses en fonction de
la traînée hydrodynamique obtenue à une vitesse donnée. On remarquera que
l’influence de la composante verticale des efforts aérodynamiques est toujours
négligée.
Fig 2: Essais au bassin de carène de l’ECN
Pour les
voiliers qui naviguent au planing, les efforts hydrodynamiques sont
particulièrement sensibles à l’assiette et à la gîte. Dans ce cas là, la
méthode semi-captive perd de son intérêt car il faut
réaliser beaucoup d’essais pour obtenir toutes les attitudes possibles
correspondant aux différentes charges aérodynamiques dues aux conditions de
navigations et aux voiles. En supposant que l’on puisse faire tous ces essais,
il reste néanmoins un désavantage: on obtient l’angle d’assiette et le
déplacement vertical mais pas le moment piqueur (My)
ni la force verticale (Fz). Réaliser un modèle à 6
degrés de liberté pour simuler le comportement du voilier est donc beaucoup
plus compliqué.
Cependant,
le principal désavantage de la méthode semi-captive
reste le fait que la position d’équilibre du bateau obtenue lors de l’essai
n’est pas réellement représentative de la position d’équilibre obtenue sous voiles
en navigation. Le moment piqueur aérodynamique influence beaucoup l’assiette
(qui est libre) et l’influence de la composante transverse n’est pas prise en
compte puisque la gîte est fixée.
Finalement, la méthode
d’essai en modèle fixe a été retenue. La première raison est de pouvoir
comparer les essais et les calculs numériques pour des attitudes, déplacement
et vitesses données. La seconde raison est que l’on souhaite pouvoir calculer
la position d’équilibre et évaluer la performance du bateau quelque soit les
efforts aérodynamiques et pour cela, il faut construire un modèle des efforts
hydrodynamiques agissant sur la coque en fonction des paramètres d’état. Enfin,
la troisième raison est que l’on souhaite connaître les efforts portants et les
moments piqueurs pour comprendre le phénomène de planing et comparer avec les
résultats des calculs numériques.
2.1 TECHNIQUE D’ESSAIS EN
MODELE FIXE
Le dynamomètre utilisé
est un dynamomètre isostatique à 6 composantes. Il a été conçu à l’Ecole
Centrale de Nantes en 2005 pour des essais de sous-marin. Il fut ensuite adapté
aux navires de surface. Le dynamomètre est équipé de 6 capteurs qui ont une
précision de 0.008% de leur étendue de mesure. Le capteur X est un 1kN, comme
les deux capteurs Y, et les trois capteurs Z sont des 2kN.
Un bâti spécial a été
construit pour calibrer le dynamomètre. Le principe de la calibration est de
calculer les 36 coefficients de la matrice de transfert linéaire en appliquant
au dynamomètre des efforts connus dans la gamme des efforts mesurés lors des
essais.
La partie sensible du
dynamomètre est fixée de façon rigide à la maquette; les efforts sont donc
mesurés dans les axes de la maquette.
Le repère du dynamomètre
est lié au générateur de mouvement, Hexapode, qui est utilisé ici comme un
orienteur statique pour fixer les attitudes et la position verticale de la
maquette pendant le run.
Fig 3: Hexapode et balance de mesure fixes sur le Twinner
280
Les efforts de référence
(“zeros”) sont mesurés avec la maquette en position
d’essai mais hors de l’eau.
Le déplacement est fixé
en mesurant les efforts hydrostatiques s’exerçant sur la maquette dans l’eau.
L’Hexapode nous permet, théoriquement, de régler ce déplacement avec une
précision de 0.01mm ce qui correspond à 0.3N (dans notre cas, 0.03%). La mesure
des moments peut être utilisée pour contrôler la position du centre de carène
et par la même la position de la maquette : angles de gîte de d’assiette
nuls correspondant aux plans de l’architecte. Durant la première campagne de
mesures, un système de trajectographie optique de haute précision (Qualysis) a été utilisé pour contrôler la position de la
maquette et les déformations du montage.
Comme la maquette est
fixe, la méthode d’essais en modèle captif est extrêmement sensible aux
perturbations dans le bassin de carène.
l
Variation du
niveau de l’eau dans le bassin (1mm correspond à 30N de déplacement) donc le
déplacement doit être contrôlé rigoureusement chaque jour.
l
Oscillation
de l’onde stationnaire dans le basin (ce qui induit une oscillation sur la
valeur du déplacement initial). Une méthode de correction a été mise au point
lors de la troisième campagne pour essayer de compenser les effets de cette
onde déterministe.
l
Planéité des
rails du chariot de traction du bassin. Une correction pour prendre en compte
la courbure de la terre en fonction de la position du chariot de remorquage a
été mise en place.
l
Prise en
compte du fardage du dynamomètre et de la maquette.
Le principal désavantage
de cette méthode est que les efforts hydrodynamiques dépendent de 5 paramètres
(3 pour l’attitude, un pour la position verticale et un pour la vitesse). Pour
obtenir un modèle satisfaisant et cohérent, même en s’appuyant sur un plan
d’expérience rigoureux, il est nécessaire de réaliser un nombre conséquent
d’essais; certaines combinaisons des paramètres ne correspondant pas à des
points de fonctionnement réalistes.
2.2 MAQUETTES ET
CAMPAGNES D’ESSAIS
Trois différentes carènes
ont été testées durant trois campagnes de mesures qui ont eu lieu en Mars 2007,
Juin 2007 et Mars 2008 pour un total d’environ 900 essais. Les carènes essayées
sont 2 maquettes de
L’une des maquettes de
Fig 4: Maquette de
Fig 5: Essai du Twinner taille réelle
Le bassin de carène de
l’Ecole Centrale de Nantes mesure 140m de long, 5m de large et 3m de
profondeur. Les vitesses d’essais étaient comprises entre 1 et 7 m/s ce qui
correspond à des nombres de Froude (relatifs à la longueur) jusqu’à 1.3.
La longueur des maquettes
de 60’Open est trop importante pour le bassin si l’on s’en tient aux
recommandations de l’ITTC. Les maquettes ont été
conçues pour le bassin d’essais des carènes de
Les principaux objectifs
de ces campagnes étaient les suivants:
- Effet de l’assiette et
de la gîte sur la portance verticale et la traînée (Mars 2007)
- Effet de la forme de
coque sur la portance verticale et la traînée (Juin 2007)
- Effet des appendices
sur la portance verticale et la traînée (Mars 2008)
2.3 INCERTITUDE ET REPETITIVITE
Comme trois campagnes
d’essais ont été réalisées avec la même technique et des coques communes, la
répétitivité de la méthode a pu être quantifié.
L’incertitude du système
de mesure est estimée à moins de 0.5%. Le point le plus difficile dans la
réalisation des essais est la répétitivité. En d’autres termes, si je suis sur
que la maquette est exactement dans les mêmes conditions (attitude,
déplacement, phase de l’onde stationnaire dans le bassin, vitesse du chariot),
alors l’incertitude sur la mesure est de 0.5%.
Comme expliqué
précédemment, il est possible d’essayer de corriger les incertitudes dues aux
conditions extérieures mais il semble compliqué et particulièrement coûteux en
terme de temps d’essayer de les contrôler.
Les attitudes données par
l’hexapode sont précises à 0.1° ce qui a été contrôlé grâce à la
trajectographie. La position verticale qui donne le déplacement est précise à
0.01mm. La vitesse du chariot est fiable et répétitive. La principale source
d’incertitude entre 2 essais identiques est en fait la seiche du bassin (onde
stationnaire).
Le déplacement est mesuré
juste avant le run lorsque le chariot est prêt à
démarrer. Pour éviter la déformation des roues, le temps d’attente avant le run doit être minimisé. Pour mesurer de façon précise le
déplacement initial ou pour connaître la phase de l’oscillation avec laquelle
on démarre, le temps d’attente doit être supérieur à la période du premier mode
de l’onde stationnaire qui est de 52.7s. C’est évidemment un temps d’attente
beaucoup trop long et ne peut pas être réalisé. Une sonde à houle a donc été
installée près de la zone de départ du chariot ainsi qu’un capteur inductif
(détecteur de présence) pour synchroniser le niveau d’eau mesuré, les efforts
sur le bateau et le départ effectif du chariot. Ainsi le déplacement initial
peut être contrôlé et la phase de l’onde stationnaire connue.
En ce qui concerne les
mesures pendant le run, on sait que cette onde
stationnaire à un nœud au milieu du bassin. Pour les runs à basse vitesse, les
mesures peuvent généralement être effectuées autour de cette position ce qui
minimise les effets d’oscillation du niveau de l’eau.
Pour les runs à haute
vitesse, la phase stable a généralement lieu après le milieu du bassin. Ainsi,
le niveau d’eau pendant la phase stable dépend de la phase de l’onde
stationnaire. Le système mis en place permet de calculer la différence de
niveau d’eau pendant la phase stable et de corriger la force verticale mesurée
en conséquence.
La différence avec le niveau moyen de l’eau à la position x et au temps t due à l’onde stationnaire
est donnée par la formule suivante: 
Avec
qui est la phase de l’onde stationnaire à la date de
départ pour la position de départ
.
La force verticale
mesurée pendant le run est alors corrigée en
utilisant l’approximation suivante:
La répétitivité à court
terme est correcte puisque deux essais identiques donnent des résultats
identiques à 1% près pour chaque composante des efforts.
La répétitivité à long terme
est également correcte puisque les différences entre deux essais identiques
réalisés pendant deux campagnes différentes (correction de la température de
l’eau incluse si la comparaison se fait entre mars et juin) est généralement
plus importante qu’entre deux essais de la même campagne mais toujours
inférieur à 5% et généralement autour de 3%.
En conclusion, les
incertitudes de la méthode d’essais en modèle fixe peuvent être minimisées en
utilisant différentes techniques pour corriger l’influence de paramètres
extérieurs. L’incertitude relative des essais réalisés durant la dernière
campagne et utilisés pour valider les codes numériques est estimée à 3%. Les
autres campagnes ont une incertitude légèrement supérieure estimée à 5%.
2.4 VISUALISATION DES LIGNES DE COURANT ET DE
Pour pouvoir extrapoler
avec une plus grande précision, la surface mouillée dynamique doit être connue.
Une bonne évaluation peut être faite en utilisant des caméras vidéo
submersibles. Ceci a été expérimenté pendant
chacune des trois campagnes. Une caméra vidéo classique était fixée sous
l'eau. L'acquisition était déclenchée du bord du bassin. Les lignes d'eau
avaient été dessinées sur le modèle de sorte que la surface mouillée puisse
être évaluée avec une précision relativement bonne. Cette surface mouillée
dynamique a été comparée avec celle calculée en CFD (voir la section 3.2).
Fig 6: Vue sous marine de la carène (Open 60)
Pour voir les lignes de
courant, des penons avaient été collés sur la coque. Environ 50 runs ont été
faits avec ces penons et les lignes de courant sont bien visibles en
particulier pour les runs avec des angles de dérive non nuls ou des runs gîtés.
Ceci a été également comparé aux lignes de courant calculées en CFD.
3. CALCULS CFD
Un des buts de ce travail
est de comparer les résultats des codes disponibles de CFD aux résultats
expérimentaux. À cette étape du travail, nous avons eu l'occasion de comparer
deux des trois codes développés au laboratoire de mécanique des fluides de
l'Ecole Centrale de Nantes : REVA, le plus ancien, et ISIS-CFD, le plus récent.
Un des 60' testé en bassin et dessiné par le Groupe Finot
a été utilisé pour ces comparaisons. Le bateau est dans une position fixe avec
0° de gîte et 1° d'assiette (positif quand l'étrave est sortie de l'eau - cette
définition de l'assiette est celle utilisée dans les sections suivantes). Les
vitesses sont de 8 à 25 noeuds (échelle réelle).
3.1 CALCULS REVA
REVA a été développé par G. Delhommeau depuis 1985 et résout l'écoulement potentiel avec une surface libre linéarisée autour de la coque. Il est possible de calculer la résistance (et les autres forces) en incluant la déformation de la surface libre et la résistance induite due aux appendices. Le calcul est de type surfacique ce qui facilite le maillage et réduit le temps CPU. Les restrictions principales de REVA sont :
l
Pas de prise
en compte de la résistance visqueuse ou
des effets visqueux.
l
Une surface
libre linéarisée qui limite l'influence de la
longueur dynamique et de la surface mouillée sur la résistance de vague
Par conséquent les effets suivants ne sont pas pris en considération dans
REVA :
l Vorticité, séparation, sillage visqueux
l
Résistance
visqueuse des appendices et jonctions coque-appendices
l
Pas
d'écoulement turbulent autour des appendices (seulement laminaire)
REVA semble calculer
correctement la traînée et les forces verticales jusqu'aux nombres de Froude
(relatifs à la longueur) de 0.5 mais après, les forces verticales ne sont pas
calculées correctement. La figure suivante montre un exemple de comparaison
entre les calculs et les essais. La coque est dans une position fixée. Les
calculs sont fait exactement dans les mêmes conditions avec les murs et le fond
du bassin.
Figure 7: Comparaison de la traînée et de la
portance verticale entre REVA et les essais en bassin en fonction du nombre de
Froude (relatif à la longueur)
La précision relative de
REVA pour les nombres de Froude (relatifs à la longueur) en dessous de 0.5 est
d'environ 5% pour la traînée et la force verticale. C'est une précision
acceptable compte tenu du faible temps de calcul.
Après 
, REVA semble incapable de prendre en compte le planing. Une
étude comparative a été faite sur les répartitions de pression entre REVA et
ISIS-CFD. Ceci sera exposé dans la section 3.3.
3.2 CALCULS ISIS-CFD
L'autre
code utilisé, ISIS-CFD, a été développé par l'EMN
(Equipe Modélisation Numérique) du LMF. L'écoulement turbulent est simulé en
résolvant les equations de Navier-Stokes
en moyenne de Reynolds pour des écoulments
incompressibles et turbulents (méthode RANSE). L'algorithme de résolution est
basé sur la méthode volume fini pour établir la discrétisation spatiale des
équations de transport. Le champ de vitesse est obtenu à partir des équations
de conservation de moment et le champ de pression est extrait à partir de la
contrainte de conservation de la masse, ou de l'équation de continuité,
transformée en équation de pression. Dans le cas des écoulements turbulents, les
équations de transport additionnelles pour des variables contrôlées sont
discrétisées et résolues en utilisant les mêmes principes. L'écoulement en
surface libre est simulé avec une approche d'écoulement multiphasé.
Les phases d'écoulements incompressibles et non-miscibles
sont modélisées par l'utilisation des équations de conservation pour chaque
fraction de volume de phase/fluide avec
des schémas de discrétisation compressifs spécifiques détaillés dans [2]. Récemment, un module
couplant l'écoulement et les équations du mouvement pour 6 degrés de liberté a
été incorporé dans ISIS-CFD, ainsi que plusieurs des algorithmes de déformation
de maille développés pour des grilles entièrement non structurées.
Les
calculs ont été faits sur 4 processeurs BiOpteron de
2.4 gigahertz avec 4Go de RAM. Le maillage a été réalisé par Yann ROUX (K-Epsilon) en utilisant ICEM-CFD .
C'est un demi maillage avec 800 000 cellules
ce qui est un maillage de faible densité. Le temps de calcul est
d'environ 48h par configuration. Ceci doit être comparé au temps de calcul de
REVA qui est d'environ 5 minutes sur un ordinateur de bureau. Les calculs sont
faits avec le fond mais sans murs. Ceci est dû à une petite limitation du code
à l'heure actuelle et qui devrait être bientôt réglée.
Figure 8: Comparaison de la traînée et de la
portance verticale entre ISIS-CFD et les essais en bassin comme fonction du
nombre de Froude (relatif à la profondeur)
ISIS-CFD ne peut pas
calculer correctement un cas de test avec des murs. Par conséquent, toutes les
conclusions suivantes sont seulement des suppositions étant donnés les
résultats précédents. Il semble que ISIS-CFD puisse calculer correctement la
traînée et les forces verticales pour des nombres de Froude élevés. Les
différences relatives globales sont de 6% pour la traînée et de moins de 4% la
force verticale. Les différences de traînée sont probablement dues aux effets
de parois aux hautes vitesses.
Lors d'essais en milieu confiné, les deux effets principaux affectant la
résistance du bateau sont :
l
Un effet
hydraulique résultant de l'obstruction de la section transversale de l'eau par
la carène qui entraîne une vitesse relative plus élevée et donc une résistance
plus élevée. Cet effet est faible parce que le rapport des sections transversales
est inférieur à 1%.
l
La
propagation des vagues est fortement affectée par la profondeur de l'eau. En
2007, Friedhoff [6] a effectué une étude étendue sur
les bateaux planants en eau peu profonde. Les conclusions sont que entre un
nombre de Froude (relatif à la profondeur) de 0.8 et de 1.2, il y a une bosse
dans la courbe de résistance ainsi qu'une augmentation de la force verticale.
Pour des nombres de Froude (relatif au déplacement) au-dessus de 3, la
profondeur n'a plus d'influence.
Les comparaisons faites
entre ISIS-CFD et les essais en bassin sont pour des nombres de Froude (relatif
à la profondeur) jusqu'à 1.2 et des nombres de Froude (relatif au déplacement)
jusqu'à 2.82. Cela signifie que les effets du bassin sur la traînée et la force
verticale sont non négligeables.
D'un autre côté, les
différences entre ISIS-CFD et les essais en bassin sont relativement
faibles et pourraient être expliqués par
l'absence des murs du bassin dans les calculs et par une densité plutôt faible
de mailles. D'autres calculs faits sans fond prouvent qu'ISIS-CFD
était sensible à cela et a calculé une résistance ainsi qu'une force verticale
plus faibles sans fond ce qui confirme les expériences
de Friedhoff.
La déformation de la
surface libre ainsi que la surface mouillée dynamique sont également
correctement calculées. Des comparaisons ont été faites avec les images sous
marines pour la surface mouillée dynamique et des photos pour la déformée de
surface libre et les corrélations sont assez bonnes.
Figure 9: Surface mouillée (rouge) et élévation de
la surface libre pour une coque de 60' Open à 25 noeuds (
)
Fig 10: Vue sous marine avec ISIS-CFD
Les appendices
n'ont pas été étudiés avec ISIS-CFD. Cela sera fait dans les prochains
mois.
En conclusion, les résultats donnés par ISIS-CFD semblent
être représentatifs de la réalité. Le code peut calculer correctement la
traînée et la force verticale pour les coques planantes rondes. L'avantage
principal de ce code est qu'il est très simple à utiliser sans avoir besoin de
changer les paramètres de calculs (accélérations et pas de temps exclus) quand
les formes des carènes ou les vitesses de calcul changent. Cela en fait un outil très robuste et simple de CFD
pour les architectes navals dans la phase de conception comme dans la phase
d'optimisation. La principale limitation d'ISIS-CFD
reste le coût en temps CPU.
Il reste à comparer les résultats à ceux d'ICARE, le
troisième code disponible au LMF qui calcule plus rapidement. ICARE, développé
par Bertrand Alessandrini, combine un solver RANS avec une condition de surface libre non
linéaire. Ceci permet de combler deux principales lacunes de REVA : sillage
visqueux de la coque et prise en considération de la longueur apparente et de
la surface mouillée dynamique. La limitation principale d'ICARE pour les
bateaux à grande vitesse est la vague qui déferle à l'étrave qui ne peut pas
être formellement prise en considération par la méthode de résolution mais peut
être seulement corrigée. Schématiquement dit, le jet « est absorbé »
pour ne pas perturber l'algorithme de résolution. Pour le moment, ICARE n'a pas
été utilisé avec succès sur ces coques aux nombres de Froude élevés. La
première comparaison sera faite bientôt.
3.3 COMPARAISON REVA ET
ISIS-CFD
Pour essayer de
comprendre les différences entre REVA et ISIS-CFD dans la façon de calculer la
force verticale, une comparaison des cartes de pressions calculées par les deux
codes a été faite. Celle-ci a montré que REVA semble capable de localiser
correctement les centres de pression mais est incapable de les intégrer
correctement.
Figure 11: Comparaison entre les Cp calculés par
REVA et les Cp calculés par ISIS-CFD à
Cela signifie que REVA
peut être employé pour effectuer une étude comparative large sur l'effet des
variations de forme de coque sur la pression. En raison de son faible temps de
calcul, il est possible de calculer rapidement de petites modifications
géométriques sur une carène pour voir l'effet que cela a sur la pression. Ce
sera la prochaine partie de l'étude.
Essayer de comprendre quels formes ou volumes seront positifs pour créer une force
verticale et ce qu'ils coûteront en terme de traînée. Ceci sera fait en déformant
de façon paramétrique une coque de référence étant donnée des critères basés
sur l'expérience de J.M. Finot. Des vérifications de
ces conclusions seront ensuite faites avec ISIS-CFD.
4. ESSAIS EN MER
Les essais en mer sont la
meilleure manière d'observer le vrai comportement du système complet (bateau,
voiles et équipage) dans l'action. Par conséquent, trois jours d'essais en mer
ont eu lieu dans la baie de Quiberon (France) pendant le mois de janvier 2008.
Ce travail a été préparé et réalisé dans le cadre du programme de recherche
coopératif CAPVoile (Ecole Nationale de Voile et
sports Nautiques de Quiberon et du
LMF/ECN).
Le bateau choisi était un
Open6.50 conçu par le Groupe Finot-Conq, un quillard
de sport de 6.50m de long ayant un fort potentiel pour le planing. L'objectif
principal de ces essais était de corréler la sensation de planing des navigants
avec des données mesurées. Néanmoins, les résultats seront également utilisés
pour la validation des outils de simulation quand les caractéristiques
hydrodynamiques de l'Open6.50 seront connues grâce à d'autres essais en bassin
de traction ou des calculs CFD.
4.1 EQUIPEMENT ET
PROCEDURES
Le vent a été mesuré avec trois catamarans léger
équipés d'anémomètres soniques 2D placés à une hauteur de 4.5m, d'un catamaran
avec un anémomètre 3D sonique placés à
5.5m et deux anémomètres 2D sur le rivage. Les catamarans (anémomètres) ont été
mouillés aux quatre coins de la zone de navigation. Ces mesures donnent une
connaissance précise de la vitesse et de la direction du vent sur la zone.
Fig 12: Catamarans de mesure du vent
L'Open650 a été équipé de :
l
Une centrale inertielle (IMU Xsens)
échantillonnant à 50Hz le roulis, le tangage, le lacet, les accélérations et
les vitesses de rotation.
l
Un GPS, échantillonnant à 10Hz (fixé sur le
tableau). Quand ils sont post-traité avec les données
de la base GPS (à terre), les données brutes du GPS donnent une précision
centimétrique de la trajectoire et une vitesse fiable du bateau.
l
Un système d'enregistrement et de
synchronisation de données (Cadden).
l
Une caméra vidéo fixe sur le dessus du mât et de
deux ensembles de micro à haute fréquence pour que l'équipage commente leurs
sensations. La caméra vidéo et les micros, qui étaient synchronisés, se sont
révélés d'une grande utilité pour analyser les données avec une connaissance
précise de ce qui s'était produit à bord : déplacement d'équipier, risée,
problème technique, etc.
Fig 13: Images de la caméra vidéo en tête de ma^t avec incrustation des données
GPS
Plusieurs bords
de vent arrière ont été réalisés. L'influence de la position de l'équipage, de
son poids, de la longueur du tangon de spinnaker ont été observés et leurs
effets quantifiés.
4. PREMIERS RESULTATS
Les conditions d'essais étaient quasi parfaites car nous avons pu avoir 3 types de conditions météo différentes: Vent faible à medium (8-12 noeuds), vent médium (12-16 noeuds) et vent plus fort (20-25 noeuds). La direction du vent dans la baie garantissait également peu de vagues (hauteur maximum estimée 0.3m). Ceci nous a permis de réaliser les essais suivants:
l
Départ au
planing et planing instable
l
Planing stable dans des
conditions normales
l Planing dans du vent soutenu
4.2.a Départ au planing
La figure 14 est la
comparaison entre 3 runs où l'équipage sent le bateau partir au planing. Le
vent est entre 11 et 14 noeuds à 120°. On remarque qu'un pic d'assiette
apparaît à l'instant ou l'équipage sent le bateau accélérer et partir au
planing. Ce phénomène est commun aux différents runs faits durant les essais.
Après ce pic, l'assiette diminue rapidement et se stabilise à une valeur plus
faible. La vitesse du bateau est alors plus ou moins stabilisée.
Figure 14: Départ au planing – Vitesse et assiette
pour 3 vitesses de vent
Ce pic d'assiette semble
être caractéristique du départ au planing. Il est difficile de corréler cela
avec la variation dynamique d'altitude du bateau due au planing car elle est de
l'ordre de quelques centimètres et donc faible comparée au tangage du aux
vagues.
4.2.b
Effets du planing sur la vitesse et l'assiette
Figure 15: Vitesse du bateau et assiette pour un
bord de portant dans 20 noeuds de vent
Le schéma 15 montre un
bord de vent arrière complet avec 20 noeuds de vent à 145°. Le pic d'assiette
remarqué précédemment est clairement visible. Les effets du planing sur la
vitesse de bateau et l'assiette à l'équilibre sont également très clairs.
L'assiette se stabilise à 2.7° et la vitesse du bateau tourne autour de 16
noeuds. À la fin du bord, le comportement est modifié en raison d'une risée à
25kts. Le premier effet de cette risée est une augmentation rapide de l'angle
d'assiette probablement dû à beaucoup de facteurs : effet de portance verticale
du spinnaker, augmentation rapide de la vitesse du vent apparente et donc de la
poussée aérodynamique et d'autres effets transitoires. Une fois les effets
transitoires passés, l'angle d'assiette se stabilise à nouveau à une valeur
légèrement plus élevée qu'au début du bord (3°). Ceci signifie que le planing
stabilise la vitesse du bateau et l'angle d'assiette et est caractérisé par des
valeurs stables de ces quantités.
Fig 16: Open 650 lors des essais en mer
4.2.c
Effets du poids et de la position de l'équipage sur le planing
Figure 17: Vitesse du bateau et assiette pour
différentes positions d'équipage (figure du haut) et différents poids
d'équipage dans 14 noeuds de vent.
Le schéma 17 montre des
comparaisons de différentes positions d'équipage et poids d'équipage et leur
effet sur la vitesse et l'assiette du bateau. La figure supérieure compare une
position très reculé de l'équipage et une autre plus
centrale. Évidemment, l'angle d'assiette moyen est inférieur quand l'équipage
est centré. La vitesse du bateau est également inférieure. La partie inférieure
de la figure compare trois poids différents d'équipage avec 3, 4 ou 5 personnes
à bord ce qui correspond à des variations de poids de 20% (variation de
déplacement de 1%). Les effets d'inertie de la masse d'équipage sont clairement
évidents. La différence entre 3 et 5 personnes est la stabilité de l'angle
d'assiette et de la vitesse du bateau. Avec 5 personnes à bord, il y a une
vitesse max inférieure mais une vitesse moyenne plus élevée. Les données avec 4
personnes à bord sont avec un peu moins de vent mais les ordres de grandeur des
variations de vitesse peuvent être comparés aux autres.
Pour conclure, il existe
une corrélation importante entre l'angle d'assiette et la vitesse du bateau au
planing. Un pic d'assiette est visible au moment du départ au planing. La
vitesse et l'assiette sont également plus stables au planing. L'angle
d'assiette est un facteur clé pour planer et une assiette élevée peut être
atteinte avec un équipage plus en arrière ou même plus lourd ou avec la poussée
des voiles orientée un peu vers le haut pour soulever le nez comme c'est le cas
avec l'Open650. Il reste à vérifier si la simulation confirmera ces
observations.
5. simulation & vpp
La base de données des efforts hydrodynamiques sur la
coque nue nous permet d'établir un modèle qui peut être employé dans un
simulateur 6DOF. Puisque les bateaux planants naviguent dans divers régimes,
nous essayons de développer un modèle sur une base de fonctions splines de la vitesse comme le fait Teeters
[7]. Quand le bateau a un tableau arrière large comme c'est le cas avec les 60'
Open, les caractéristiques hydrostatiques de la carène changent
considérablement avec l'attitude et nous avons choisi d'exprimer les facteurs
des polynômes des splines comme fonction non
seulement de l'attitude mais également de la surface, de la longueur et de la
largeur mouillées correspondants. Les surfaces de réponse obtenues pour chaque
composante des efforts sont satisfaisantes seulement entre 12 et 25 noeuds.
Nous travaillons actuellement pour comprendre pourquoi et pour améliorer ou
changer ce modèle.
5.1 SIMULATEUR A 6 DEGRES
DE LIBERTE
Pour évaluer la performance
d'un bateau, le modèle hydrodynamique doit être associé à des modèles pour les
efforts de propulsion et les appendices. En première approche, le but est
d'étudier l'attitude, les configurations d'appendices et de ballast qui donnent
la meilleure vitesse pour une force propulsive donnée. Les efforts
aérodynamiques de propulsion dus aux voiles sont une fonction très complexe des
attitudes et des mouvements de bateau et des formes et des réglages des voiles.
Par conséquent, l'idée
principale est de séparer rigoureusement le problème de la carène et le
problème de propulsion. Des efforts aérodynamiques sont imposés ou évalués avec
des modèles simples comme ceux utilisés généralement dans les VPPs. Après obtention des attitudes optimales du bateau
pour différents efforts de propulsion, un autre problème sera de trouver les
formes et les réglages de voiles qui donnent effectivement les efforts de propulsion
requis.
Les VPPs
classiques résolvent généralement seulement trois équations statiques pour la
traînée, la gîte et la portance latérale. Le principe que nous avons adopté
pour trouver l'équilibre est de résoudre les 6 équations du mouvement dans le
domaine temporel. La simulation fonctionne jusqu'à ce qu'une attitude stable
soit obtenue. Cette méthode est mieux adaptée aux bateaux planants étant donnée
qu'elle prend en considération l'assiette et l'enfoncement. L'équilibre sera
réaliste si les modèles et les coefficients concernant la phase stable sont
précis. Les autres coefficients (amortissement, manoeuvrabilité..) peuvent être
approchés ou adaptés pour améliorer la convergence.
On notera que plus nous
connaîtront ces coefficients hydrodynamiques ou aérodynamiques, plus les étapes
transitoires seront représentatives du vrai comportement dynamique. L'avantage
principal de ce genre de simulateur est de pouvoir agir sur des paramètres pour
voir leur influence sur le comportement du système complet.
Actuellement, ce simulateur
a été utilisé pour les études suivantes :
Bateau avec assiette fixée:
l
Étude
de l'enfoncement et de la traînée pour une vitesse donnée
l
Étude
de l'enfoncement et de la vitesse pour une traînée donnée
Bateau libre en assiette et
en enfoncement :
l
Influence
de la hauteur des efforts aérodynamiques sur la vitesse
l
Influence
des appendices sur l'assiette aux hautes vitesses
l
Influence
des ballasts, angle de quille et centre d'effort aérodynamique sur l'équilibre
du bateau pour une poussée vélique donnée : Mode d'emploi du bateau
Seules les carènes essayées
en bassin sont actuellement modélisées dans le simulateur. L'objectif est de
pouvoir modéliser n'importe quelle carène en utilisant seulement un nombre
raisonnable de calculs numériques pour adapter le modèle général. Ceci devrait
être fait avant la fin du programme.
5.2 DEVELOPPEMENTS
De nos
jours, de plus en plus de bateaux sont équipés de centrales de navigation
perfectionnées qui incluent une centrale inertielle pour améliorer, entre autres, le calcul du
vent réel et pour aider le pilote automatique.
Des jeux
de données complets ont été récupérés du 60' Open GENERALI conçu par le Groupe Finot-Conq (skipper : Yann ELIES). Ces données, couvrant la totalité de la saison
2007 et comprenant deux transatlantiques, sont actuellement étudiées pour
comparer le comportement réel aux
prévisions du VPP du Wolson Unit. Les données ont été
enregistrées avec le système HR (NKE) à une fréquence de 25Hz. Les attitudes du
bateau ainsi que les accélérations et les données vent sont disponibles. Ceci
constitue une base de données très riche au sujet du comportement réel des bateaux en navigation.
Celles-ci peuvent être utilisées pour corriger les programmes de prévision de
vitesse et pour analyser l'effet des dérives et des quilles basculantes, de
l'angle de safran, angle de mât aile…. Elles seront également utilisées comme
données de validation pour le simulateur.
6. Conclusion
Différents
outils et méthodes ont été examinés pour étudier le phénomène de planing :
essais en bassin, calculs numériques et essais en mer. Aucun outil n'est
complètement satisfaisant et ne peut être employé séparément. Il reste beaucoup
de problèmes à résoudre avant de définir la meilleure utilisation des outils de
répondre à la question initiale : comment concevoir des bateaux qui planent
plus tôt et plus près du vent.
Cependant
les essais en bassin ont permis la validation des codes de CFD et la
construction d'un premier modèle des forces hydrodynamiques agissant sur la
coque qui est employée dans les simulateurs. Ceci sera prolongé à d'autres
types de coques en utilisant les calculs
ISIS-CFD pour corriger le modèle du simulateur et constituer un programme de
prévision de vitesse à six degrés de liberté. REVA sera employé comme outil
rapide pour regarder le déplacement des centres de pression dus au changement
de la géométrie de la carène avant une validation finale avec ISIS-CFD.
7. REMERCIEMENTS
Les auteurs remercient
particulièrement tout l'équipe EMN pour l'utilisation gracieuse d'ISIS-CFD et leur aide pour réaliser des calculs satisfaisant. Yann Roux (K-Epsilon)
doit également être remercié pour son aide crucial lors du maillage des carènes
pour les calculs CFD.
8. BIBLIOGRAPHIE
1. SAVITSKY, D., ‘Hydrodynamic design of planing hulls’, Marine Technology, Vol 1, 1964.
2. QUEUTEY, P; VISIONNEAU, M, ‘An interface capturing method for free-surface hydrodynamic flows’, Computers & Fluids, 36/9, pp1481-1510, 2007.
3. SPALART, P.R.; ALLMARAS, S.R., ‘A one-equation turbulence model for aerodynamic flows’, AIAA Paper 92-0439, 1992.
4. MENTER,
F., ‘Zonal two-equations
turbulence models for aerodynamic flows’, AIAA Paper 93-2906, 1993.
5. DUVIGNEAU, R.; VISIONNEAU, M.; DENG, G., ‘On the role played by turbulence closures for hull shape optimization at model and full scale’, Journal of Marine Science and Technology, 1533, pp. 1-25, 2003.
6. FRIEDHOFF,
B.; HENN, R.; JIANG, T.; STUNTZ, N., ‘Investigation of Planing craft in shallow
water’, 9th International
Conference on
7. TEETERS,
J., ‘Refinements in the techniques of tank testing sailing yachts and the
processing of test data’, Proceedings of
11th