Optipropulseur Atma 2014 - Ship-ST

ATMA 2014
PROJET DE CHALUTIER ECONOMIQUE
‘OPTIPROPULSEUR’
Auteurs : David BELLEVRE, Thierry CHAMBENOIS
DGA – Techniques hydrodynamiques – Val de Reuil – (France)
Co-auteurs: Laurent Mermier, Christian Gaudin
Ship-ST (France) – GTN (France)
SOMMAIRE
Dans le cadre du projet « OPTIPROPULSEUR » de chalutier économique, un consortium
piloté par la société SHIP-ST (bureau d’architecture et d’ingénierie navale breton) a été mis en
place pour améliorer le rendement propulsif des chalutiers actuels en vue de réduire la
consommation de gazole vis-à-vis des marins pêcheurs.
Ce consortium répond à l’appel d’offre lancé en début 2009 par la DPMA (Direction des
Pêches Maritimes et de l’Aquaculture) en vue de promouvoir un programme de rétrofit des
chalutiers existants basé sur une solution de propulseur innovant (concept de pompe-hélice en
remplacement de l’actuelle hélice sous tuyère).
DGA Techniques hydrodynamiques (DGA Th) a réalisé pour le compte du consortium des
simulations numériques en hydrodynamique pour la conception de propulseurs innovants,
basés sur le concept de pompe-hélice (stator + rotor + tuyère), ainsi que des essais au modèle
en bassin et en tunnel de cavitation avec une maquette de chalutier. Par ailleurs, une
expérimentation technique menée par la société Ship ST au travers d’essais à la mer sur
chalutier existant, avec un dessin intermédiaire de propulseur, est en cours pour comparer les
consommations en carburant avant et après transformation.
L’étude menée par DGA Th a montré que le gisement de gains possibles sur le rendement
d’une hélice sous tuyère par ajout d’un simple stator pré-déviateur en amont de l’hélice,
dépend essentiellement de la part d’énergie tournante communiquée à l’écoulement par
l’hélice. Les gains potentiels sont faibles dans le cas d’une hélice tournant trop rapidement
(faible couple).
Des gains de rendement propulsif supplémentaires peuvent être cependant dégagés par
l’optimisation de forme du safran en aval de l’hélice. Le choix d’un safran avec des formes
pleines, à la place du classique safran nervuré, permet de dégager environ 6 % de gain de
puissance absorbée par l’hélice, dans des conditions de route libre à 10 nœuds.
La poursuite de l’étude de DGA Th a montré que les gains les plus forts sont obtenus par
remplacement de l’ensemble hélice sous tuyère par une véritable pompe-hélice. La pompehélice conçue par DGA Th a été optimisée pour un chalutier de référence de 25 m de long et
de 237 tonnes de déplacement. Le plan de rotation du rotor de la pompe-hélice a été maintenu
au même niveau que le plan de rotation de l’hélice d’origine. La tuyère a été optimisée pour
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des conditions de chalutage à 3 nœuds, tout en respectant l’encombrement disponible sous la
voute de la carène du chalutier de référence.
Les gains obtenus avec le dessin de pompe-hélice optimisé par DGA Th ont été confirmés par
les essais d’autopropulsion au modèle en bassin de traction avec la pompe-hélice derrière
carène. En condition de route libre à 10 nœuds, la pompe-hélice associée à un safran optimisé
apporte 13.5 % de gain en puissance. Ces gains montent à 16.6 % dans les conditions de
chalutage à 3 nœuds.
Des essais à la mer avec le chalutier et le propulseur optimisé, prévus cette année, donneront
les premières conclusions concernant le gain de rendement effectif apporté par le propulseur
optimisé.
SUMMARY
Within the framework of the « OPTIPROPULSEUR » project focused on economic trawlers,
a consortium lead by Ship-ST (Naval Architect from Brittany) has been set to improve the
efficiency of current Trawler with the purpose to reduce the gasoil consumption.
The consortium is a response to the call for bids of the DPMA (Deep sea fishing and fish
farming direction) in the early 2009, with the purpose to provide new propellers for new and
for current Trawlers (pump jet concept in place of the propeller ducted).
DGA Hydrodynamics (DGA Th) has carried on for the consortium, numerical simulations to
improve a new propeller, based on the concept of the pump-jet (stator-propeller-duct), tests in
both tunnel of cavitation and towing tank with a model of trawler. In addition, sea trials,
directed by Ship -ST Company, are on-going with a current trawler to measure the reduction
of the consumption of gasoil with an intermediate design of propeller.
The study carried on by DGA Th shows that the gain in efficiency, just by adding a stator
upstream to the propeller, depends on the initial rotating energy of the fluid in the propeller.
The gain is low in the case of a propeller with a high rotation speed.
Extra gain in efficiency can be provide with an improve rudder blade downstream the
propeller. A smooth shape rudder instead of a fabricated steel plate elements rudder can
roughly reduce by 5.8 % the power at the propeller in 10 knots transit conditions.
The study shows a higher gain with the pump-jet concept. DGA Th pump-jet is improved for
the 25m and 237t reference trawler. The position of the pump-jet rotor is set at the same
position as the one of the previous propeller. The duct is improved for 3 knots trawling
conditions, and is compatible with the room at the stern post of the reference trawler.
The gains obtained by the numeric study have been confirmed by the self-propulsion tests in
the towing tank with the trawler model equipped with the pump-jet. The pump-jet associated
with the improved rudder allows a 13.5 % reduction of the power in 10 knots transit
conditions. The gain grows up to 16.6 % in 3 knots conditions.
Sea trials, expected this year, will provide first conclusions concerning the real gain in efficiency of
the improved propeller.
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1. PROJET OPTIPROPULSEUR
dégager des «guides de conception» pour les
autres navires.
1.1. Contexte économique
Dans
le
cadre
du
projet
« OPTIPROPULSEUR »
de
chalutier
économique, un consortium piloté par la
société SHIP ST (bureau d’architecture et
d’ingénierie navale breton) a été mis en place
pour améliorer le rendement propulsif des
chalutiers actuels entre 12 et 24 m, en vue de
réduire la consommation de gazole. L’étude se
focalise dans un premier temps sur les navires
de pêche pratiquant essentiellement le
chalutage et pour lesquels l’équilibre
économique dépend fortement du prix du
gazole.
2. CONCEPTION NUMERIQUE D’UN
PROPULSEUR INNOVANT
2.1. Analyse et bilan sur une hélice existante
Les données d’entrée de l’étude reprennent les
caractéristiques du chalutier Alexandra, basé à
St Malo. Le bateau fait 24 m de long pour un
déplacement de référence de 237 tonnes. Il est
propulsé par une hélice sous tuyère de 2 m de
diamètre Renou-Dardel, avec 4 pales à pas
variable. Le moteur peut délivrer une
puissance maximale de 800 CV. Le rapport de
réduction sur la ligne d’arbres est de 1/6.508.
1.2. Historique de la démarche
Partant du constat que la pêche au chalut est
une activité particulièrement énergivore,
SHIP-ST lance en 2002 des études
d'optimisation de l'architecture des chalutiers.
L'ajout d'un bulbe d'étrave est d'abord étudié :
bien que très performant pour la route, des
règles rigides de jauge empêchent son
utilisation. SHIP-ST décide alors de se
concentrer sur le rendement des propulseurs :
de grandes hélices, souvent sous tuyères,
dessinées dans les années soixante. Les
chalutiers, souvent bon marché, construits
artisanalement à l’unité, n’avaient jamais
réellement
profité
des
progrès
de
l’hydrodynamique moderne. Le gisement
d'économie est grand : le rendement propulsif
en pêche est faible, entre 0,3 et 0,4. L'objectif
est de trouver des solutions simples à mettre
en œuvre sur des bateaux existants, sans
ajouter de contraintes d'entretien, ni dégrader
la stabilité.
L’idée de la pompe-hélice
apparaît : en collaboration avec GTN,
l'AGLIA
et
DGA
Techniques
hydrodynamiques (DGA Th), un stator
sommaire est testé avec succès sur le chalutier
Marie-Alexandra basé au Guilvinec. Pour aller
plus loin, le consortium OPTIPROPULSEUR
est alors créé, en réponse à l'appel à projet de
la DPMA. Le chalutier ALEXANDRA est
choisi, évalué à la mer et à DGA Th, puis des
études numériques et des essais sont confiés à
DGA Th pour concevoir un ensemble
propulsif à haut rendement pour ce navire et
Figure 1 : Le chalutier l’Alexandra lors des
opérations de dépose de l’hélice d’origine
C’est sur cette base que des calculs
systématiques avec variation du pas ont été
conduits pour retrouver les calages en pas de
l’hélice existante aux conditions de référence
en chalutage (PD=300kW et Vs=3 nœuds),
ainsi qu’en transit (PD=500kW et Vs=10
nœuds). Les calculs ont été effectués pour un
sillage nul et pour un sillage de 20 % afin
d’encadrer de façon certaine le sillage effectif
vu par le propulseur. Le calage relatif obtenu
en conditions de chalutage est autour de -6°
par rapport au calage de référence en route
libre.
2.2. Présentation de la chaine de calcul de
DGA Th
Dans la famille des propulseurs axiaux destiné
à équiper les navires au sens large (bâtiment
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de surface, sous-marin), il existe plusieurs
types de propulseurs. Si la simple hélice est
relativement bien maitrisée (simplicité,
expérience et historique avec de nombreux
abaques associés), il n’en va pas de même avec
la complexification du propulseur : ajout d’un
étage supplémentaire (stator amont ou aval,
autre rotor) et/ou d’une tuyère.
Dans le cadre du projet OPTIPROPULSEUR,
un concept pompe hélice a été envisagé pour
améliorer le propulseur du chalutier de
référence qui est une hélice sous tuyère (à pas
orientable).
Une chaîne de conception de propulseur a été
développée par DGA Th avec l’avènement des
premiers codes de calcul Navier-Stokes pour
pouvoir évaluer et surtout concevoir tous les
types de propulseurs axiaux. La mise en place
de la chaine a commencé au milieu des années
90. Depuis 1995, tous les propulseurs conçus
par DGA Th, que cela soit dans le cadre de
programmes étatiques ou pour des clients
privés, sont issus de cette chaîne de conception
qui a pu être validée grâce aux essais réalisés
systématiquement au bassin de traction Emile
Barillon (B600) et/ou au Grand Tunnel
Hydrodynamique (GTH).
Afin de pouvoir réaliser la conception de ce
type de propulseur, il a fallu créer de toute
pièce des outils spécifiques. La gestion des
géométries par la CAO ont fait des progrès
considérables, poussées par les besoins dans le
domaine
automobile
et
aéronautique.
Cependant, compte de tenu de la complexité
des formes des aubages, un outil spécifique,
nommé Palaos, a été créé pour la gestion de
pale avec le contrôle directement des lois
hélices. Palaos gère directement les lois
utilisées lors du processus de conception, à
savoir les lois de dévers, d’inclinaison, de
corde, de pas d’épaisseur, … ainsi que la
forme de chaque profil (évolutions en corde de
l’épaisseur et de la cambrure). Cet outil, avec
une paramétrisation « hélice », permet la
récupération de formes déjà existantes en
minimisant les étapes de lissage et permet
grâce à l’utilisation de courbes de Bézier pour
chacune des lois d’avoir, au final, une forme
lisse (recomposition de la forme à partir de
courbes infiniment continues et déformables,
de manière plus ou moins globale).
Une chaîne complète du contrôle des
paramètres hélices jusqu’au post-traitement
(répartition des pressions, déplacement de la
pale,…) a été mise en place afin d’automatiser
le processus complet de conception. Grâce à
ces outils, des conceptions de propulseurs de
type Pompe-hélice ont pu être calculées et
testés. Le processus de conception permet de
prendre en compte simultanément les objectifs
hydrodynamiques (optimisation du rendement
propulsif global, chargement en pression des
pales au-dessus du seuil de cavitation,…),
structurels (déterminations des contraintes et
déplacements, des modes propres en eau,…) et
d’une partie du bruit rayonné.
2.3. Le principe d’une pompe hélice
Pourquoi le concept de pompe hélice, malgré
le surcroît de surface mouillée qu’il apporte,
permet-il des gains ?
Avant de répondre à cette question, revenons
d’abord à la propulsion par hélices qui est un
domaine bien connu : de nombreuses séries
d’hélices systématiques (Abaques Throost, …)
et des codes basés sur les théories potentielles
permettent de réaliser rapidement un avantprojet de propulseur.
Malgré le processus d’optimisation d’une
hélice classique (diamètre, fraction de surface)
en cohérence avec le point de fonctionnement
ciblé, on constate en aval d’un propulseur une
énergie cinétique tournante issue du principe
action-réaction entre l’hélice rotor qui fournit
un couple et le fluide. Cette énergie tournante
résiduelle (5 à 10% suivant les propulseurs) ne
contribue nullement à l’avance du navire :
c’est une perte directe d’énergie qui vient
s’ajouter à celles dues aux frottements
visqueux et à l’énergie cinétique axiale
présente dans le jet.
Le principe majeur de la pompe hélice est de
récupérer cette énergie grâce à l’adjonction
d’un stator en amont du rotor (déviateur) ou en
aval (redresseur), ce qui permet de transformer
l’énergie tournante résiduelle en poussée utile
à l’avance du navire.
L’amélioration du rendement d’un propulseur
classique stagne avec la réduction du nombre
de tours à partir d’un certain seuil. En effet,
pour un propulseur à un seul étage, si la
réduction du nombre de tours réduit
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directement les frottements avec un gain du
rendement à la clef, l’augmentation du couple
sur l’arbre induit une augmentation de
l’énergie fournie au fluide (principe
action/réaction), et une perte de rendement
puisque l’énergie cinétique fournie par le
propulseur dans le sillage augmente avec le
couple.
Ce n’est pas le cas pour les pompes- hélices.
En récupérant cette énergie tournante par
l’adjonction d’un deuxième étage sur le
propulseur (stator pré-déviateur, stator
redresseur ou rotor contrarotatif), le gain
énergétique reste largement bénéficiaire même
en prenant en compte les pertes liées à
l’augmentation de la surface mouillée.
Tant que l’écoulement sur les profils du rotor
ne décroche pas, le gain d’un propulseur multiétagé
augmente
régulièrement
et
proportionnellement avec les vitesses de
rotation plus faibles. On ne constate pas de
stagnation du rendement comme pour un
propulseur classique à un seul étage dont le
bilan énergétique se traduit par un échange
entre les pertes visqueuses et l’énergie
cinétique résiduelle tournante, sans gain
significatif sur le rendement propulsif.
2.4. Application au projet
OPTIPROPULSEUR
Il convient de distinguer plusieurs étapes dans
le processus.
Dans une approche conception de propulseur,
une donnée d’entrée nécessaire est le sillage
vu par le propulseur. Une premier étape
consiste donc à évaluer la vitesse moyenne (ou
le coefficient de sillage w) du navire. Une
approche tout numérique permet de déterminer
le sillage nominal par une résolution des
équations de Navier-Stokes sur la coque du
navire.
modélisation fine : approche instationnaire
pour la prise en compte du déplacement du
rotor, prise en compte de la physique
turbulence, surface libre, …
2.4.1. Calcul du sillage nominal
Le maillage utilisé pour ces calculs, est un
maillage sans surface libre, représentant une
demi-carène sans appendice. L’objectif de ces
calculs était d’évaluer le sillage nominal du
navire sans propulseur, c’est-à-dire la vitesse
moyenne nominale de l’écoulement au niveau
du propulseur.
Figure 2 : Maillage de la demi-carène pour le calcul
du sillage nominal
La figure ci-dessus montre le maillage de la
demi-carène de l’Alexandra et du plan de
symétrie, tels qu’utilisés pour faire le calcul de
sillage sans appendice et sans propulseur.
Il s’agit d’un maillage hexaédrique, à un
million de mailles, pour la demi-carène.
Afin d’évaluer le sillage nominal à appliquer à
la vitesse d’écoulement pour le calcul en eau
libre, il est nécessaire, à l’issue du calcul
derrière carène, de faire une moyenne de la
vitesse axiale de l’écoulement dans le disque
hélice.
Une fois ce paramètre déterminé, le processus
de conception de propulseur mis en place à
DGA Th est déroulé. La qualification de ce
processus a été mainte fois validée au travers
des nombreuses réalisations effectuées en
termes d’essais au modèle ou à la mer.
La troisième et ultime étape consiste à
déterminer les performances propulsives avec
cette fois, une prise en compte de l’ensemble
navire+propulseur+appendices
avec
une
Figure 3 : Détermination du sillage moyen dans le
disque hélice
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La figure ci-dessus représente la vue en coupe
selon un plan transverse (X=position du disque
hélice)
de
la
vitesse
longitudinale
(adimensionnée par la vitesse navire). On en
déduit par intégration sur le disque rotor, que
le sillage nominal moyen dans le disque hélice
est de 20% (1-w=0.80). On va donc appliquer
la règle suivante pour les calculs en eau libre :
les vitesses navire vont être multipliées par
0.8, pour obtenir la vitesse d’avance en eau
libre vue par le propulseur.
Considérer un sillage uniforme correspond à
une simplification usuelle du problème pour
les navires de surface. Ce propulseur est ainsi
dessiné dans une configuration en eau libre.
Des calculs et/ou essais au modèle derrière
carène permettent ensuite de qualifier la
conception ainsi réalisée et son adaptation au
navire, puis d’apporter éventuellement les
ajustements nécessaires.
2.4.2. Conception du propulseur en eau libre
Dans un premier temps, une approche curative
simple a été envisagée. Elle consiste à
adjoindre un stator pré-déviateur sur le
propulseur existant (Hélice+tuyère+stator =
R0+T0+S2) dans le but de réduire les pertes
d’énergie cinétique tournante produite en aval
du propulseur. Cette approche simple offre
l’avantage indéniable de minimiser le coût en
termes de fabrication et d’installation.
La conception d’un stator adapté montre que
l’amélioration d’un point de vue rendement
propulsif est marginale. En effet, le gain sur
l’énergie cinétique laissée dans le sillage
compense tout juste le surcroit de résistance
visqueuse due à la présence des aubes de
stator.
•
•
•
Une augmentation du diamètre au
maximum autant que possible compte
tenu de la contrainte liée à
l’encombrement disponible sur la
coque existante, et de la contrainte
d’un
positionnement
axial
du
propulseur figé. On a pu cependant
faire évoluer le diamètre du rotor de
2.0 à 2.10 m,
Un nouveau dessin des aubes du rotor
pour s’adapter finement au point de
fonctionnement en augmentant le
rendement intrinsèque des aubes et en
répartissant au mieux les pressions sur
la pale pour réduire au maximum tout
risque de cavitation.
Un stator amont (pré-déviateur) qui
agit en binôme avec le rotor.
Cette phase de dessin, qui consiste en des
itérations successives sur les formes des aubes
avec l’utilisation de la chaîne de conception de
propulseur de DGA Th, permet d’optimiser les
lois hélices (répartitions en envergure, formes
des profils,…) avec un objectif global qui est à
la fois la minimisation de l’énergie à fournir
pour réaliser une poussée objective, la
répartition des pressions pour éviter les
phénomènes de cavitation, ainsi que la
minimisation des contraintes à un niveau
admissibles dans la pale (calculs de contraintes
et
déplacements
sous
chargements
hydrodynamiques et centrifuges).
On donne ci-dessous la comparaison des
performances en eau libre du concept de
référence (R0+T0) du concept « curatif
simple » (R0+T0+S2), ainsi que celui du
concept final de type pompe-hélice
(R3+S4+T4) pour le régime chalutage:
Dans un deuxième temps, on a redessiné
l’ensemble du propulseur, avec une approche
curative qui rend obligatoire la constante du
positionnement du plan pi du rotor et
l’encombrement
(longueur)
axial
du
propulseur.
Les évolutions pour améliorer le rendement
sont alors :
• La réduction du nombre de tours (ce
qui implique industriellement parlant
le changement du réducteur),
Figure 4 : Rendement en eau libre des différents
concepts de propulseurs
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On compare ainsi le rendement propulsif êta,
rapport entre la puissance utile (Poussée du
propulseur x Vitesse de référence), et la
puissance fournie à l’arbre ( 2πN × Q ). Cette
comparaison est exprimée en fonction du
paramètre d’avance ( J = V / ( N .D ) ).
La partie de l’énergie fournie à l’arbre que
l’on ne retrouve pas sous forme d’énergie utile
est soit dissipée sous forme visqueuse
(frottements sur les différents constituants),
sous forme turbulente (petites ou grandes
échelles), ou sous forme d’énergies cinétiques
(axiale et tangentielle) générées en amont du
propulseur.
On constate numériquement, avec le nouveau
propulseur de type pompe-hélice, des gains de
performance en eau libre de l’ordre de 20 % et
11 %, respectivement pour le régime chalutage
à 3 nœuds et pour le régime transit à 10
nœuds.
On donne à titre de comparaison les
répartitions de pressions sous la forme d’un
coefficient adimensionnel (Cp) sur les aubes
du rotor pour différents profils répartis le long
de l’envergure entre les deux concepts :
2.4.3. Calcul complet coque+propulseur
Une simulation numérique prenant en compte
l’ensemble complet coque+propulseur+safran,
avec modélisation de la surface libre
(approche VOF), permet de déterminer le gain
du nouveau propulseur par rapport au
propulseur de référence.
Figure 6 : Modélisation complète avec la prise en
compte de la surface libre
Ce calcul complet est effectué avec une
approche
instationnaire
qui
permet
d’appréhender finement l’évolution des
écoulements. A chaque pas de temps, le
maillage du bloc rotor tourne de 3 degrés. La
simulation comprend plusieurs tours de rotor,
dont les résultats sont moyennés pour accéder
aux grandeurs propulsives (puissance, poussée
résiduelle). Tel un vrai essai d’autopropulsion,
on rejoue la simulation pour différents régimes
de rotation sur la ligne d’arbre. Les
modélisations « nouveau propulseur » et
« propulseur de référence » sont en tous points
identiques au maillage du propulseur près.
Figure 5 : Allures du chargement sur les profils du
rotor
Le gain sur le minimum de pression atteint est
significatif, avec la résorption totale de la lame
(grande valeur du niveau de dépression) située
au niveau du bord d’attaque. Le nouveau
propulseur
devrait
davantage
retarder
l’apparition de la cavitation par poche sur son
extrados, et ceci même lors du passage de la
pale du rotor en position haute lorsqu’elle
rencontre le sillage le plus important.
Figure 7 : Modélisation et calculs avec les deux
concepts de propulseur
La figure ci-dessous présente une synthèse des
résultats des calculs pour plusieurs régimes
rotation de la ligne d’arbres. La puissance
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nécessaire pour assurer l’autopropulsion du
navire est donnée en fonction de l’effort de
traction du chalut. Une comparaison des deux
concepts (hélice classique R0 et pompe-hélice
R3), avec un effort sur le chalut fixé à 60kN,
prévoit numériquement un gain de 19 % en
termes de puissance avec la pompe-hélice.
Figure 8 : Performances propulsives du navire avec
le propulseur de référence et le nouveau propulseur
de type pompe hélice
2.4.4. Influence du safran seul
Le gain ponctuel dû à la mise en place d’un
safran lisse par rapport au safran de référence
qui est nervuré a également fait l’objet de
calculs.
Pour les configurations en chalutage et en
transit, la résistance du navire pour chaque
safran est calculée avec le propulseur de
référence et avec le nouveau propulseur. Le
nouveau safran donne des gains sur la
puissance de 1.5% et de 6.4% respectivement
pour la configuration en chalutage et pour
celle en transit.
Pour la configuration chalutage, le gain de 20
% attendu à l’issue des calculs en eau libre
n’est pas intégralement retrouvé avec 19 % de
gain, et en tenant compte du passage à un
safran lisse qui aurait dû faire gagner 1.5 %
supplémentaire. Les 2.5 % manquants sont en
fait perdus à deux niveaux : d’une part la
succion du nouveau propulseur s’avère plus
importante (en lien avec l’augmentation de son
diamètre et l’interaction entre le stator et la
coque), et d’autre part, le safran (nervuré ou
lisse) voit sa trainée intrinsèque légèrement
augmentée. Cette augmentation tient au fait
que la fonction de redressement de
l’écoulement (se traduisant par une poussée en
pression) par le safran s’avère moins
importante avec le nouveau propulseur de type
pompe-hélice puisque l’écoulement aval
possède des vitesses résiduelles tournantes (ou
azimutales) inférieures.
2.4.5. Influence du positionnement axial
En marge des données d’entrée de l’étude qui
figeaient la position du rotor, et dans une
approche curative, l’influence du recul axial
du propulseur sur les performances
propulsives
globales
a
été
étudiée
numériquement. L’idée réside dans le fait que
l’on espère ainsi conserver le même sillage
tout en réduisant la succion sur la coque. En
raisonnant à iso-puissance (P=300kW) pour la
configuration en chalutage, on trouve par
calcul un gain en fonction du recul de la
position du propulseur :
Position
Fx total
(kN)
Ecart /
initiale
Initiale
69.2 kN
-
-10cm
71.1 kN
+2.75%
-20cm
72.3 kN
+4.5%
Figure 10 : Amélioration du rendement propulsif
avec le recul du propulseur
3. ESSAIS AU GRAND TUNNEL
HYDRODYNAMIQUE (GTH)
Figure 9 : Evolution de la forme du safran (nervuré
et d’origine à droite, lisse et nouveau à gauche)
Le but de l’essai d’eau libre au GTH est de
quantifier les éventuelles pertes de poussée par
cavitation de l’hélice d’origine au point de
fonctionnement de chalutage.
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L’essai comprend des mesures de poussée et
de couple de l’hélice avec et sans cavitation.
On trouvera ci-dessous un schéma des moyens
mis en œuvre. L’hélice est montée sur un
carter
d’entrainement
équipé
d’une
dynamométrie. La tuyère est non pesée et fixée
au toit de veine.
Figure 11 : Montage d’essai d’eau libre dans la
petite veine du GTH
parfaitement cohérent avec les faibles pertes
de rendement mesurées.
Figure 13 : Cavitation sur l’hélice de référence en
chalutage
En transit, l’expérience sur ce type d’hélice
montre que l’on peut s’attendre à un
développement du thrust break down un peu
plus important qu’en chalutage.
Figure 12 : Hélice d’origine sur le montage d’eau
libre au GTH
Le thrust break down de l’hélice en régime
cavitant est estimé par écart relatif entre les
poussées et les couples, avec et sans cavitation
aux paramètres d’avance de chalutage, et pour
des essais réalisés à la même vitesse
d’écoulement dans la veine.
Les écarts de poussée et de couple, au
paramètre d’avance de chalutage, entre les
mesures en régime non cavitant et celles en
régime cavitant sont quasi nuls et non
significatifs. Ces écarts exprimés en terme de
rendement
propulsif
n’évoluent
pas
sensiblement pour un paramètre d’avance
jusqu’à 10 % plus faible que le paramètre
d’avance en chalutage avec une perte de
rendement de l’ordre de 1.5 %.
La photo ci-dessous montre le développement
très limité de la cavitation au point de
fonctionnement de chalutage, côté dos au bord
d’attaque des pales de l’hélice (flèche),
On rappelle que les résultats de cette étude
sont optimistes et que la perte de rendement au
réel derrière la carène sera supérieure du fait
que le propulseur sera alors derrière un sillage
très marqué verticalement (sillage aval de la
quille). Dans cette zone fortement ralentie, la
pale sera en surcharge avec une augmentation
des phénomènes cavitants et des pertes de
rendement supplémentaires.
4. ESSAIS EN BASSIN
4.1. Le moyen d’essais
Les essais du propulseur d’origine et ceux du
propulseur innovant ont été réalisés dans le
bassin de traction Emile Barillon (B600) de
DGA Th. Le bassin mesure 545m de long,
15m de large et 7m de profondeur. Il est
équipé d’une plateforme de traction des
maquettes pouvant atteindre une vitesse de
12m/s.
4.2. La maquette
La maquette reprend le plan de l’Alexandra,
chalutier de référence pour l’étude. Elle est à
l’échelle de 1/8ième pour une hélice d’origine
au modèle de 0.250m, et fournissant au modèle
des poussées et des couples aux points de
fonctionnement de référence compatibles avec
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les étendues de mesures de la dynamométrie
disponibles à DGA-Th.
Le safran plein a une épaisseur relative de
19%.
Les essais ont été réalisés pour un déplacement
de référence de 237 tonnes, et pour un
déplacement supplémentaire à 243 tonnes,
représentant ainsi un alourdissement du bateau
pendant la pêche. Une bonne ‘marée’ pour ce
type de bateau se situe aux alentours de 12
tonnes de poissons. L’alourdissement en
poissons est cependant compensé par un
allègement d’environ 17 tonnes de gazole sur
une semaine de pêche.
La maquette est fixée à un bras de pilonnement
qui la laisse libre en pilonnement et en
cavalement. Un guide anti-lacet est intégré à
l’avant du bateau.
La voûte arrière de la maquette reçoit cinq
capteurs de pressions fluctuantes au droit de la
tuyère comme montré ci-dessous.
Figure 16 : Guide anti-lacets à l’avant
Figure 14 : Positions des capteurs de pressions
fluctuantes sous la voûte arrière
L’effort de traction sur la maquette est mesuré
par un cube de force. La ligne d’arbres est
équipée d’un dynamomètre donnant des
mesures de force et de couple sur l’arbre de
l’hélice. Un système de top de tours donne la
vitesse de rotation de l’hélice.
Enfin deux types de safran ont été testés : le
safran d’origine en tôles mécano-soudées et
nervurés, ainsi qu’un safran optimisé, obtenu
par emplissage de la forme enveloppe du
safran d’origine avec suppression de ‘fish tail’
(flèche), comme montré ci-dessous.
Figure 15 : Safran nervuré d’origine et safran
‘rempli’ optimisé
L’effort de traction du chalut a été représenté
sur la maquette afin de vérifier son influence
sur l’assiette et l’enfoncement de la carène et
de valider la pertinence de l’exploitation d’un
essai de remorquage sans simulation de
l’effort de traction du chalut.
Des mesures à la mer de l’effort de traction ont
données un effort moyen de traction d’environ
6 tonnes en chalutage à 3 nœuds, avec un
angle de traction sur les câbles (ou ‘fûnes’) de
20° par rapport à l’horizontale. Un système de
câble avec poulies et masses sur la maquette a
permis de simuler physiquement l’effort de
traction.
Figure 17 : Simulation physique de la traction du
chalut en essai
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Figure 18 : Simulation physique de la traction du
chalut en essai
4.3. Propulseurs testés en bassin
Figure 20 : Propulseur optimisé de type ‘pompehélice’ et safran rempli
On rappelle ici que le propulseur d’origine R0T0 est une hélice sous tuyère à 4 pales, à pas
variable.
Figure 19 : Hélice sous tuyère et safran nervuré
d’origine
Figure 21 : Vue du propulseur optimisé de type
‘pompe-hélice’ côté stator
Le propulseur optimisé est basé sur l’adoption
d’un concept de pompe-hélice. L’optimisation
consiste plus particulièrement en une
augmentation de diamètre de l’hélice, qui
passe de 2.00 à 2.10 m, à y adjoindre un stator
déviateur en amont de l’hélice, d’une tuyère
homothétique (suivant Y et Z, pas en X) à la
tuyère d’origine et adaptée à l’augmentation de
diamètre de l’hélice, ainsi qu’à la réduction du
jeu entre l’hélice et la tuyère. Le jeu passe de
15mm sur l’hélice d’origine à 7 mm sur la
pompe-hélice. Le plan de rotation du rotor
(plan pi) et l’encombrement du moyeu sont
inchangés par rapport à ceux de l’hélice
d’origine afin de pouvoir adapter ce nouveau
concept de propulseur sur le bateau existant
sans modifications majeures.
On trouvera ci-dessous, une vue comparative
des pales de l’hélice d’origine et du rotor de la
pompe-hélice.
On rappelle que le propulseur optimisé est
donc composé du rotor ‘R3’, du stator
déviateur en amont noté ‘S4’ et de la tuyère
‘T4’ comme précisé au §2.4.2.
Figure 22 : Pale du rotor (R3) et de l’hélice
d’origine (R0)
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5. REMORQUAGES EN EAU CALME
Les remorquages en eau calme ont d’abord été
effectués au déplacement de référence (237
tonnes) et à un déplacement augmenté (243
tonnes), sans simulation physique du chalut.
Une reprise de remorquage pour quelques
points encadrant le point d’autopropulsion en
chalutage, a également été faite, avec
simulation physique de l’effort de traction du
chalut (câble + masses).
Les valeurs du facteur de forme identifiées lors
des remorquages sans effort de traction du
chalut, et pour les deux déplacements, sont très
proches. Le facteur de forme identifié est assez
élevé de par la présence du tableau arrière du
bateau en partie immergé, qui ajoute une
résistance de remous à la résistance de
frottement. La figure ci-dessous présente le
coefficient adimensionnel de résistance de
vague en fonction du nombre de Froude.
Pour la vitesse en route libre à 10 nœuds
(Fn=0.35), la résistance de vague reste
relativement constante malgré l’augmentation
du déplacement, comme le montre la Figure
23.
Les photos ci-dessous montrent une
importante
vague à l’étrave dans des
conditions de route libre à 10 nœuds.
Figure 25 : Développement du champ de vague en
route libre à 10 nœuds
Optipropulseur- essai de remorquage en eau calme
résistance de vague adimensionelle
Cw
0,020
0,016
Cw - Optipropulseur 237t
0,012
Cw - Optipropulseur 243t
0,008
0,004
0,000
0,00
0,10
0,20
0,30
0,40
0,50
Fn
Figure 23 : Coefficient de résistance de vague pour
la carène de l’Alexandra
On observe un quasi absence de vague à la
vitesse de chalutage (Fn=0.11). Après
l’extrapolation BA69, on trouve une résistance
totale du bateau de 1.31kN en chalutage à 3
nœuds, ce qui ne représente que 2.4 % de la
composante horizontale de l’effort de traction
de 6 tonnes du chalut. La photo montre cidessous l’absence de vague à 3 nœuds.
Figure 26 : Développement du champ de vague en
route libre à 10 nœuds
Les valeurs de résistances en chalutage et en
route libre sont très proches des calculs
numériques. Les figures ci-dessous donnent
l’attitude du bateau avec et sans simulation
physique de l’effort de traction du chalut.
Figure 27 : Enfoncement du bateau au réel
Figure 24 Remorquage à 3 nœuds
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simulation physique de l’effort de traction du
chalut. Les puissances extrapolées au réel,
avec et sans effort de traction du chalut, sont
assez proches (3 %). L’écart est faible au
regard des incertitudes sur la variabilité de
l’effort de traction du chalut au réel en
fonction de l’état de mer (angle et module de
l’effort).
Les résultats ci-dessous sont donnés à partir
des essais d’autopropulsion sans simulation de
l’effort de traction du chalut.
Figure 28 : Assiette dynamique du bateau au réel
On remarque que la traction du chalut ne
modifie pas fondamentalement l’attitude du
bateau avec un enfoncement augmenté de 6 à
7cm, et une prise d’assiette dynamique de 0.6°
environ. Cette relative stabilité de l’attitude du
bateau en chalutage, associé à la faible
résistance de la carène au regard de l’effort de
traction du chalut, nous autorise à exploiter
l’essai de remorquage en eau calme sans
simulation de l’effort de traction du chalut
pour l’extrapolation au réel de l’essai
d’autopropulsion.
6. AUTOPROPULSIONS EN EAU
CALME
Trois configurations d’essais ont été testées en
autopropulsion :
-
l’hélice sous tuyère et le safran
nervuré d’origine,
-
le propulseur optimisé et le safran
nervuré,
-
le propulseur optimisé et le safran
‘rempli’ optimisé.
Le gain sur la puissance (à iso-effort de
traction du chalut), à l’arbre de l’hélice en
chalutage à 3 nœuds, apporté par l’adoption du
propulseur optimisé avec un safran lisse, se
caractérise par une diminution de la puissance
de 16.6 %.
6.2. Autopropulsions en route libre
Le gain sur la puissance, à l’arbre de l’hélice
en route libre à 10 nœuds, apporté par
l’adoption du propulseur optimisé avec un
safran lisse, par rapport à l’hélice sous tuyère
avec safran nervuré d’origine, se caractérise
par une diminution de la puissance de 13.5 %.
Enfin, une autopropulsion en conditions de
route libre a été réalisée avec le propulseur
optimisé et le safran nervuré d’origine, afin de
comparer avec l’essai réalisé avec le safran
rempli. Dans les deux cas, les safrans traînent
dans un écoulement faiblement tournant, avec
notamment l’effet combiné du stator déviateur
et du rotor redresseur sur le propulseur
optimisé. Le gain sur la puissance au moyeu
du rotor de la pompe-hélice en route libre à 10
nœuds, dégagé par le safran lisse est de 5.8 %.
Les extrapolations ont été faites pour les deux
propulseurs suivant la méthode BA69, basées
sur les essais de remorquage précédemment
présentés, des calculs en eau libre avec
écoulements turbulents, ainsi que, pour
l’extrapolation BA69, des corrections ∆KTP,
∆KTD et ∆KQP de performances propulsives
liées à l’échelle, et obtenus à partir des
résultats numériques en eau libre à l’échelle de
la maquette, et au réel.
Les calculs numériques montrent qu’il n’y a
sur les safrans essentiellement que de la
traînée de pression dans l’écoulement aval du
propulseur optimisé, tant au réel qu’à l’échelle
maquette. L’extrapolation de la traînée de
pression du safran plein et du safran nervuré
peut être faite en Froude, et les calculs
montrent que :
6.1. Autopropulsions
chalutage
7. PRESSIONS FLUCTUANTES SUR
COQUES
en
conditions
de
Quelques points de mesure en autopropulsion
ont été faits en conditions de chalutage avec la
Rp S ≅ Rp m × λ3 × 1.026
On trouvera, ci-dessous une comparaison sur
le capteur n°5 des niveaux de pressions
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fluctuantes du propulseur d’origine et du
propulseur optimisé.
Figure 29 : Pressions fluctuantes sur coque en route
libre
Figure 30 : Pressions fluctuantes sur coque en route
libre
On remarque que l’influence du propulseur se
fait plutôt sentir dans l’axe de la carène et en
amont de la tuyère (capteur voie n°5), avec des
pressions fluctuantes maximales de l’ordre de
12 mbars crête à creux, et qui signent
essentiellement et logiquement sur la première
harmonique de passage des pales (BR1 ou
Blade Rate). Ces valeurs sont usuelles et
normales. La comparaison montre un même
niveau d’excitation de la voûte du bateau avec
soit le propulseur d’origine, soit le propulseur
optimisé.
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8. CONCLUSION
Par rapport au propulseur d’origine et hors cavitation, le gain apporté par la pompe hélice optimisée et
l’adoption d’un safran plein, se caractérise par une diminution de 16.6 % de la puissance au moyeu de
l’hélice en condition de chalutage à 3 nœuds, pour une prévision en calcul au réel de 20 %. L’écart
peut être imputable au deux méthodes différentes pour accéder aux résultats au réel (calculs au réel ou
extrapolation des essais au modèle sur le propulseur complexe).
Ces résultats ne tiennent pas compte de la cavitation sur le propulseur d’origine, constatée à la mer et
en essais d’eau libre au GTH. Le gain en rendement au réel entre le propulseur d’origine et le
propulseur optimisé devrait donc augmenter. Des essais à la mer avec le chalutier et le propulseur
optimisé, prévus cette année, donneront les premières conclusions concernant le gain de rendement
effectif apporté par le propulseur optimisé. Les essais à la mer permettront également de faire évoluer
les méthodes d’extrapolation de propulseurs complexes de ce type.
De même, le gain apporté par la pompe hélice optimisée et l’adoption d’un safran plein, se caractérise
par une diminution de 13.5 % de la puissance au moyeu de l’hélice en condition de route libre à 10
nœuds.
Le gain apporté par le safran lisse derrière le propulseur optimisé en route libre se traduit par une
réduction de 5.8 % de la puissance au rotor.
Les essais en bassin qui ne sont pas représentatifs vis-à-vis des phénomènes de cavitation, n’ont pas
permis de quantifier un gain en terme d’excitation de coque entre le propulseur d’origine et le
propulseur optimisé.
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