UN PROGRAMME DE RECHERCHE SUR LE PLANING DES VOILIERS

 

J. Raymond, Groupe Finot-Conq/ LMF UMR CNRS 6598 Ecole Centrale de Nantes, FR

J.M. Finot, Groupe Finot-Conq, FR

J.M. Kobus, P. Queutey and G. Delhommeau, LMF UMR CNRS 6598 Ecole Centrale de Nantes, FR

 

RESUME

L’objectif de ce papier est d’exposer les résultats obtenus à l’issue de la première année d’un programme de recherche de trois ans sur le planing des bateaux à voile. L’objectif pratique de ce programme est de caractériser le comportement des coques planantes avec une méthode aussi simple que possible à l’instar de celle développée par Savitsky pour les bateaux à moteur avec des coques en V. La méthodologie générale du projet consiste à combiner l’utilisation des techniques expérimentales (essais en bassin ou essais en mer) et des techniques de calcul numérique (CFD). Cet article présente les premières comparaisons entre les codes CFD (REVA et ISIS) et les données d’essais en bassin. La méthode d’essai en modèle fixe a été choisie pour comparer les essais avec les codes CFD ainsi que pour servir de base de données à un simulateur à 6 degrés de liberté qui s’apparente à un nouveau type de VPP. Les essais en mer qui seront prochainement analysés en détails sont également présentés.

 

Nomenclature

 


                         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: 60’ Open Hugo Boss au planing

 

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 60’ Open et un dériveur en taille réelle. Les maquettes de 60’ Open étaient à l’échelle 1/4.5 soit une longueur de 4m pour une largeur d’environ 1m. Le dériveur mesurait 2.8m de long pour environ 1.3m de large.

 

L’une des maquettes de 60’ a été essayée avec une quille basculante et une dérive asymétrique. Les autres ont été essayées carène nue.

 

 

 

 

Fig 4: Maquette de 60’ Open

 

 

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 la DGA qui mesure 600m de long. Pour des raisons de coût, nous avons choisi de ré utiliser ces maquettes. Ce point sera discuté ultérieurement.

 

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 LA SURFACE MOUILLEE DYNAMIQUE

 

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 Fast Sea Transportation, 2007

7.     TEETERS, J., ‘Refinements in the techniques of tank testing sailing yachts and the processing of test data’, Proceedings of 11th Chesapeake sailing yacht symposium, 1993