Réduction du bruit propre d'une pale de ventilateur par la mise en place d'une fente de soufflage et de dents de scie sur le bord de fuite du profil

UNIVERSITÉ DE SHERBROOKE

Faculté de génie

Département de génie mécanique

Réduction du bruit propre d'une pale de

ventilateur par la mise en place d'une fente de

souage et de dents de scie sur le bord de

fuite du prol

Mémoire de maîtrise

Spécialité : génie mécanique

Paul LAFFAY

Jury : Stéphane MOREAU (directeur)

Noureddine ATALLA (co-directeur)

Hachimi FELLOUAH

Yann PASCO

RÉSUMÉ

Le bruit généré par les machines tournantes telles que les hélices, les ventilateurs ou encore les turbomachines est une problématique actuelle importante sur laquelle les industriels sont amenés à travailler. En eet, an de faire face à l'exigence grandissante des consomma-teurs, mais aussi à la multiplication des normes environnementales en termes d'acoustique, ils sont amenés à travailler sur le développement de moyens de réduction de bruit an de diminuer les sources acoustiques de ces systèmes.

L'objectif de cette maîtrise est de concevoir une maquette de prol de pale de ventilateur modulable et instrumentée an de pouvoir recevoir diérents moyens de réduction de bruit. Les deux solutions de contrôle qui sont utilisées dans le cadre de ce projet sont deux moyens passifs : le souage qui consiste à souer de l'air sur le bord de fuite de la pale et l'utilisation de dents de scie sur le bord de fuite. Ce projet est réalisé en collaboration avec Alexandre IDIER, également en maîtrise recherche, et qui porte son attention sur un autre moyen de réduction de bruit passif : l'application de matériaux absorbants, poreux sur le prol. Cette maquette est ensuite testée dans la souerie anéchoïque du laboratoire du GAUS (Groupe d'Acoustique de l'Université de Sherbrooke) an d'étudier les eets acoustiques et aérodynamiques de ces diérents moyens de réduction de bruit.

Les dents de scie montrent une réduction acoustique allant jusqu'à 10 dB sur une plage fréquentielle croissante avec la vitesse de l'écoulement pour un angle d'attaque compris entre 0◦ _{et 8}◦_{. Le bruit tonal est également fortement atténué par la présence des dents}

de scie. Pour les forts angles d'attaque, le régime d'écoulement est pleinement turbulent et aucune réduction de bruit n'apparaît. Les mesures aérodynamiques montrent que les dents de scie permettent d'augmenter le mélange au niveau du bord de fuite du prol. Le souage montre également une réduction acoustique allant jusqu'à 8 dB à basse fré-quence pour les faibles vitesses (< 24 m/s) et pour les angles d'attaques allant jusqu'à 8◦_.

Cependant, une forte augmentation du bruit à haute fréquence est engendrée par le bruit du jet de souage. D'un point de vue aérodynamique, le souage permet d'ajouter de l'énergie au sillage et de l'aner. Il réduit fortement la taille des uctuations de vitesse à l'extrados du prol.

Mots-clés : réduction de bruit, prol aérodynamique, ventilateur, contrôle passif, souf-age, dents de scie

TABLE DES MATIÈRES

1 Introduction 1

2 État de l'art 3

2.1 Identication des sources aéroacoustiques sur un ventilateur axial . . . 3

2.2 Description du prol CD et des résultats précédents . . . 5

2.3 Mécanisme de génération du bruit tonal sur un prol aérodynamique . . . 8

2.4 Méthodes de réduction du bruit propre du prol . . . 16

2.4.1 Réduction du bruit de prol par la mise en place de balais ou de dents de scie au bord de fuite . . . 17

2.4.2 Réduction du bruit de prol par la mise en place de balais ou de dents de scie au bord d'attaque . . . 25

2.4.3 Réduction du bruit de prol par la mise en place d'une fente de souage . . . 25

2.5 Moyens expérimentaux . . . 27

2.5.1 Mesures acoustiques . . . 28

2.5.2 Mesures aérodynamiques . . . 28

2.5.3 Localisation des sources par antennerie acoustique . . . 30

3 Conception de la maquette du prol CD modulable 33 3.1 Le prol CD monobloc de référence . . . 33

3.2 Le prol CD modulable en trois parties . . . 33

3.2.1 Section centrale simple . . . 34

3.2.2 Section centrale équipée d'une fente de souage . . . 35

3.2.3 Section centrale équipée de dents de scie . . . 35

4 Description de la méthode expérimentale 37 4.1 Description du montage de test et des équipements . . . 37

4.2 Étude expérimentale des prols . . . 38

4.2.1 Mesures acoustiques . . . 38

4.2.2 Fluctuations des pressions pariétales . . . 40

4.2.3 Antennerie . . . 42

4.2.4 Fil chaud . . . 43

4.2.5 Coecients de pressions . . . 45

5 Analyse et comparaison des résultats 46 5.1 Étude du rayonnement acoustique du prol CD de référence . . . 46

5.1.1 Caractérisation du bruit rayonné par le prol CD de référence . . . 46

5.1.2 Étude du bruit tonal . . . 49

5.2 Étude du rayonnement acoustique du prol modulable en trois parties . . . 62

5.2.1 Caractérisation du bruit rayonné par le prol modulable équipé de la section centrale simple . . . 62

5.2.2 Étude de la réduction de bruit généré par les dents de scie au bord de fuite . . . 64 5.2.3 Comparaison avec les travaux expérimentaux de Gruber [16],

numé-rique de Sanjose et al. [51], analytique de Howe [22]et Azarpyvand et al.[2] . . . 71 5.2.4 Étude de la réduction de bruit généré par le souage au bord de fuite 79 5.2.5 Comparaison avec les travaux de Winkler [58][59] . . . 88

6 Conclusion 92

A Calibration analytique des capteurs de pression pariétale 95 B Bruit tonal sur le prol modulable simple 100 C Modèle analytique de Howe du bruit rayonné par une plaque plane avec

des dents de scie au bord de fuite 103 D Fonctionnement de la souerie 107 D.1 Mise en marche manuelle . . . 108 D.2 Mise en marche par le logiciel de contrôle . . . 108

LISTE DES FIGURES

1.1 a) Prol d'aile équipé d'une fente de souage (Winkler)[58]. b) Prol d'aile

équipé de dents de scie (Winkler)[58]. . . 2

2.1 Sources aeroacoutiques d'un ventilateur axial [27]. . . 4

2.2 Géométrie du Prol CD. . . 6

2.3 a) Présence du bruit tonal en fonction de la vitesse et de l'angle d'attaque. b) Évolution de la fréquence du ton en fonction de la vitesse de l'écoulement (Paterson et al. [41].) . . . 9

2.4 a) Mécanisme de génération du bruit tonal (Tam [55]). b) Évolution de la fréquence du bruit tonal en fonction de la vitesse de l'écoulement (Tam [55]). 11 2.5 a) Spectre du bruit tonal obtenu par Arbey et Bataille [1]. b) Mécanisme de génération du bruit tonal l'écoulement. . . 11

2.6 a) Fréquence du bruit tonal en fonction de la vitesse (souerie non ané-choïque). b) Fréquence du bruit tonal en fonction de la vitesse (souerie anéchoïque) [38]. . . 12

2.7 Mécanisme de génération du bruit tonal pour Desquesnes et al. [10] . . . . 14

2.8 a) Spectre acoustique obtenu par Tam et Ju numériquement [56] pour Rec = 4 × 105_{. b) Fréquence du bruit tonal en fonction de la vitesse [56] . . . 14}

2.9 Graphique montrant les zones d'apparition du bruit tonal sur le prol NACA0012 en fonction de l'angle d'attaque et du nombre de Reynolds basé sur la corde. . . 17

2.10 Fonctionnement du contrôle actif [14]. . . 17

2.11 a) Modèle analytique de Howe [22] pour un prol à dents de scie. b) Bruit de bord de fuite pour diérentes géométries de dents de scie [22]. . . 18

2.12 a) Balais utilisés par Finez et al.. b) Spectre acoustique en champ lointain obtenu sur un prol équipé de balais par Finez et al. [12]. . . 20

2.13 Spectre acoustique obtenu par Serpieri et al. [52] sur le NACA 0018 pour diérentes dents de scie au bord de fuite pour un nombre de Reynolds Rec de 3.33 × 105 _{m/s à gauche et 4.66 × 10}5 _{à droite. . . 23}

2.14 Principe du souage Winkler [58]. . . 25

2.15 Prol utilisé par Winkler [58] comprenant les canaux de prise de pression pariétale. . . 29

2.16 Fil chaud en X. . . 30

2.17 Sonde cobra. . . 30

2.18 Schéma du principe de localisation par beamforming . . . 31

3.1 a) Prises de pression déportées sur le prol de référence. b) Position des prises de pression sur le prol. . . 34

3.2 a) Capillaire de jonction pour étanchéier les prises de pression pariétale. b) Maquette de référence en trois parties. . . 35

3.3 a) Section centrale équipée d'une fente de souage. b) Maquette modulable complète avec la section centrale équipée de la fente de souage. . . 36 3.4 a) Section centrale équipée d'une fente de souage et de zones poreuses. b)

Géométrie des dents de scie et position des prises de pression pariétale au bord de fuite. . . 36 4.1 Dessin Solidworks du support de prol sur le convergent de la souerie. . . 37 4.2 a) Cartographie du taux de turbulence (en %) à la sortie du convergent pour

une vitesse d'écoulement de 16 m/s. b) Cartographie des vitesses (m/s) à la sortie du convergent. . . 38 4.3 Montage expérimental pour les mesures acoustiques et pour l'acquisition

des pressions pariétales, les deux èches blanches localisent la position des microphones. . . 39 4.4 Antenne de directivité sur le prol modulable. . . 40 4.5 Calibration expérimentale des capteurs de pression pariétale. . . 41 4.6 a) Comparaison de l'atténuation expérimentale et analytique. b) Densité

spectrale de puissance du microphone de pression pariétal 26 calibré et non-calibré. . . 41 4.7 a) Géométrie des antennes de microphones utilisées pour la localisation de

source et b) paramètre des antennes de localisation. . . 42 4.8 a) Positions des acquisitions au l chaud dans le sillage du prol b) Positions

des acquisitions au l chaud dans les couches limites. . . 43 4.9 Exemple de courbe de calibration du l chaud simple. . . 44 5.1 Spectre acoustique du signal du microphone situé à l'extrados du prol de

référence pour les vitesses suivantes : a) 10 m/s, b) 16 m/s, c) 20 m/s et d) 30 m/s. . . 47 5.2 Comparaison de la plage de présence du bruit tonal entre le prol CD et le

prol NACA 0012. . . 48 5.3 Comparaison des coecients de pression avec les mesures de Moreau et

Roger [36] pour un angle de 8◦ _{à 16 m/s. . . 49}

5.4 Évolution de la fréquence du bruit tonal en fonction de la vitesse de l'écou-lement pour des angles de 0◦_{, 2}◦ _,4◦_{, 8}◦ _{et 10}◦_{. . . 50}

5.5 Évolution de la fréquence du bruit tonal en fonction de l'angle pour une vitesse de 8, 16, 20, 28 et 36 m/s ). . . 50 5.6 Évolution de la fréquence du bruit tonal principal et secondaire en fonction

de la vitesse pour des angles de 0◦_{, 2}◦ _,4◦ _{et 8}◦_{. . . 51}

5.7 Spectre acoustique en champ lointain à l'extrados du prol pour les cas : a) 1◦_{, 16 m/s et b) 1}◦_{, 20 m/s. . . 52}

5.8 a) Spectrogramme obtenu pour le cas 1◦_{, 16 m/s. b) Spectrogramme obtenu}

pour le cas 1◦_{, 20 m/s. . . 52}

5.10 a) Localisation de la source du bruit tonal par beamforming pour le cas 1◦_,

16 m/s à la fréquence f = 792 Hz. b) Localisation de la source du bruit tonal par beamforming pour le cas 1◦_{, 20 m/s à la fréquence f = 964 Hz.}

Cercles :position des microphones de l'antenne. . . 54 5.11 a) Localisation des sources du bruit tonal par Clean SC pour le cas 1◦_{, 16}

m/s. b) Localisation des sources du bruit tonal par Clean SC pour le cas 1◦_{, 20 m/s. Cercles :position des microphones de l'antenne. . . 55}

5.12 Zone d'apparition des diérents régimes tonaux sur le prol CD. . . 56 5.13 Densité spectrale de puissance des vitesses dans le sillage pour un angle de

1◦ _{et des vitesses de 16 m/s et 20 m/s. . . 57}

5.14 Spectre aérodynamique dans le sillage du prol à 10 mm du bord de fuite pour les cas :a) 1◦_{, 16 m/s et b) 1}◦_{, 20 m/s. . . 58}

5.15 Chronogramme des mesures l chaud dans le sillage pour un angle de 1◦ _et

des vitesses de 16 et 20 m/s. . . 59 5.16 Spectre aérodynamique dans les couches limites pour le cas 1◦_{, 20 m/s et}

pour les distances du bord de fuite suivantes :a) 5 mm intrados, b) 5 mm extrados c) 10 mm intrados, d) 10 mm extrados e) 30 mm intrados et f) 30 mm extrados. . . 60 5.17 Spectre aérodynamique dans les couches limites pour le cas 1◦_{, 20 m/s :a)}

intrados et b) extrados. . . 61 5.18 Spectre de pression pariétale des microphones 1, 7 et 26 pour les cas a)

1◦_{, 16 m/s, b) 1}◦_{, 20 m/s. Cohérence entre les signaux de pression}

parié-tale des microphones 1, 7, 26 et le signal acoustique en champ lointain du microphone à l'extrados pour les cas c) 1◦_{, 16 m/s, d) 1}◦_{, 20 m/s. . . 62}

5.19 Comparaison de la densité spectrale de puissance acoustique du prol de référence et du prol modulable simple pour les cas :a) 0◦_{, 14 m/s, b) 6}◦_,

16 m/s c) 10◦_{, 20 m/s et d) 14}◦_{, 30 m/s. . . 63}

5.20 Comparaison des coecients de pression du prol de référence et du prol modulable simple pour les cas :a) 0◦_{, 20 m/s, b) 8}◦_{, 16 m/s. . . 64}

5.21 Comparaison de spectres acoustiques à l'extrados des prols modulables simple et dents de scie pour les cas :a) 0◦ _{16 m/s, b) 8}◦_{, 16 m/s c) 8}◦_{, 30}

m/s et d) 15◦_{, 40 m/s. . . 65}

5.22 a) Cartographie du gain acoustique pour un angle de 0◦_{, b) pour un angle}

de 4◦ _{c) pour un angle de 6}◦ _{et d) pour un angle de 10}◦_{. . . 66}

5.23 Comparaison de la directivité des prols modulables simple et dents de scie pour les cas :a) Schéma du montage b) 0◦_{, 16 m/s, c) 8}◦_{, 16 m/s et d) 15}◦_,

16 m/s. . . 67 5.24 Comparaison des Cpdu prol modulable équipé des sections centrales simple

et dent de scie pour les cas :a) 0◦_{, 16 m/s, b) 8}◦_{, 16 m/s. . . 68}

5.25 Comparaison du décit de vitesse dans le sillage des prols simple et dent de scie pour le cas 0◦_{, 16 m/s à une distance du bord de fuite de a) 5 mm}

b) à 30 mm . . . 69 5.26 Comparaison de l'énergie cinétique turbulente dans le sillage des prols

simple et dent de scie pour le cas 0◦_{, 16 m/s à une distance du bord de fuite}

5.27 a) Schéma des mesures réalisées au l chaud suivant l'envergure du prol. b) Comparaison du prol de vitesse entre les prols simple et dents de scie. c) Comparaison de l'énergie cinétique turbulente entre les prols simple et dents de scie. d) Diérence entre le spectre aérodynamique du prol simple et du prol dent de scie . . . 71 5.28 Schéma de la géométrie des dents de scie utilisé par Gruber [16] . . . 72 5.29 a) Première série de mesure de Gruber [16] et b) seconde série de mesure . 72 5.30 Spectre acoustique obtenu par Gruber pour diérentes géométries de dents

de scie à une vitesse de 40 m/s et un angle de 5◦ _{a) entre 300 et 7000 Hz b)}

entre 7000 et 20000 Hz. Spectre acoustique obtenu sur le prol CD à une vitesse de 40 m/s et un angle de 4◦ _{c) entre 300 et 7000 Hz d) entre 7000}

et 20000 Hz . . . 73 5.31 a) Gain acoustique (ΔP W L) obtenu par Gruber pour un angle de 5◦ _et

λ/h = 0.6 [16]. b) Gain acoustique obtenu sur le prol CD pour un angle

de 4◦ _{et λ/h = 1, la courbe noire représente un Strouhal de 0.45 . . . 74}

5.32 Comparaison des Cp entre la DNS de Sanjosé et al. et les résultats

expéri-mentaux pour le cas 8◦_{, 16 m/s . . . 75}

5.33 Comparaisons des spectres aérodynamiques entre la simulation numérique et l'expérimental pour le cas 8◦_{, 16 m/s a) schéma de la position des}

micro-phones b) micromicro-phones 22 c) micromicro-phones 24 d) microphone 26. . . 76 5.34 Comparaisons des spectres aérodynamiques entre la simulation numérique

(8◦_{, 16 m/s) et l'expérimental (10}◦_{, 16 m/s) a) microphones 24 b)}

micro-phone 26. . . 77 5.35 a) Comparaison du spectre acoustique en champ lointain entre la DNS de

Sanjosé et al. et les résultats expérimentaux pour le cas 8◦_{, 16 m/s. b)}

Comparaison de la directivité entre la DNS et les résultats expérimentaux pour le cas 8◦_{, 16 m/s à 1012 Hz . . . 77}

5.36 a) Cartographie du gain acoustique prédit par le modèle de Howe pour un angle de 0◦_{, b) pour un angle de 10}◦_{. . . 78}

5.37 Comparaisons des spectres acoustiques entre la maquette simple et souage pour les cas suivants a) 0◦_{, 16 m/s, 2 Psi ; b) 0}◦_{, 16 m/s, 3 Psi ; c) 0}◦_{, 20}

m/s, 2 Psi ; d) 0◦_{, 20 m/s, 3 Psi ; e) 0}◦_{, 40 m/s, 2 Psi et f) 0}◦_{, 40 m/s, 3 Psi . 80}

5.38 Comparaisons des spectres acoustiques entre la maquette simple et souage pour les cas suivants a) 0◦_{, 16 m/s, 4 Psi ; b) 0}◦_{, 16 m/s, 7 Psi ; c) 0}◦_{, 20}

m/s, 4 Psi ; d) 0◦_{, 20 m/s, 7 Psi ; e) 0}◦_{, 40 m/s, 4 Psi et f) 0}◦_{, 40 m/s, 7 Psi . 81}

5.39 Cartographie du gain acoustique pour un angle de 0◦ _{pour les pressions}

suivantes : a) 2 Psi, ujet/u0 = 0.5 ; b) 3 Psi, ujet/u0 = 1.38 ; b) 4 Psi,

ujet/u0 = 1.68 et d) 7 Psi, ujet/u0 = 2.34. . . 82

5.40 Cartographie du gain acoustique pour une pression de souage de 3 Psi (ujet/u0 = 1.38) pour les angles suivants : a) 4◦, b) 6◦, b) 8◦ et d) 10◦. . . . 83

5.41 Comparaison de la directivité des prols modulables simple et souage pour le cas 0◦_{, 16 m/s : a) directivité globale entre 100 et 10000 Hz b) 500 Hz,}

c) 1000 Hz et d) 1500 Hz. . . 84 5.42 a) Courbe reliant la pression de souage et la vitesse à la sortie de la fente.

5.43 Comparaison des Cpdu prol modulable équipé des sections centrales simple

et souage pour les cas : a) 0◦_{, 20 m/s ; b) 8}◦_{, 16 m/s. . . 86}

5.44 Comparaison du décit de vitesse dans le sillage des prols modulables simple et souage pour le cas 0◦_{, 16 m/s : a) 2 mm b) 5 mm, c) 10 mm et}

d) 30 mm. . . 87 5.45 Comparaison de l'énergie cinétique turbulente dans le sillage des prols

modulables simple et souage pour le cas 0◦_{, 16 m/s : a) 2 mm, b) 5 mm,}

c) 10 mm et d) 30 mm. . . 88 5.46Diérence des spectres aérodynamiques dans le sillage à 0◦_{, 16 m/s pour}

les pressions de souage suivantes : a) 0 Psi, b) 3 Psi (ujet/u0 = 1.38), c)

4 Psi (ujet/u0 = 1.68) et d) 7 Psi (ujet/u0= 2.34). . . 89

5.47 a) Spectre acoustique en champ lointain obtenu par Winkler [58] pour un nombre de Mach de 0.063 et un angle d'attaque de 0◦ _{: carré noir : prol}

NACA 6512-63 de référence, rouge : prol avec la fente de souage sans souage, gris au noir prol avec augmentation du souage (souage maxi-mum noir). b) Spectre acoustique en champ lointain sur le prol CD pour un nombre de Mach de 0.059 et un angle d'attaque de 0◦ _{: carré noir :}

prol CD de référence, gris au noir prol avec augmentation du souage (souage maximum noir). . . 90 5.48 a) Prol de vitesse dans le sillage obtenu par Winkler [58] pour diérente

vitesse de souage pour un nombre de Mach de 0.063 et un angle d'attaque de 0◦_{. b) Prol de vitesse dans le sillage du prol CD pour diérentes vitesses}

de souage pour le cas 0◦_{, 16 m/s. . . 90}

A.1 Schéma du montage des microphones de pression pariétale. . . 95 B.1 Cartographie de l'évolution du spectre acoustique en fonction de la vitesse

de l'écoulement pour les angles d'attaque suivants a) 0◦ _{et b) 8}◦_{. . . 100}

B.2 Cartographie de l'évolution du spectre acoustique en fonction l'angle d'at-taque pour les vitesses suivantes a) 16 m/s et b) 20 m/s. . . 101 B.3 Cartographie du spectre aérodynamique dans le sillage du prol aux

dis-tances du bord de fuite suivantes : a) 5 mm, b) 10 mm. . . 101 B.4 Spectre aérodynamique dans le sillage du prol aux distances du bord de

fuite suivantes : a) 5 mm, b) 10 mm. . . 102 B.5 Spectres de pression pariétale pour le cas 0◦_{, 16 m/s a) SMD à l'extrados,}

b) SMD à l'intrados. . . 102 C.1 Schéma du modèle analytique de Howe [22]. . . 104 D.1 a) Sélecteur de fonctionnement du système de ventilation situé dans la

chambre anéchoïque et b) sélecteur de mise en marche manuelle de la souf-erie situé dans le local de la machinerie de la souerie) . . . 107 D.2 Description du logiciel de contrôle de la souerie. . . 108

LISTE DES TABLEAUX

2.1 Tableau récapitulatif du gain engendré par les dents de scie/balais au bord de fuite. . . 24

CHAPITRE 1

Introduction

De nos jours, environ 500 000 travailleurs au Québec sont soumis quotidiennement à des bruits susceptibles d'engendrer des problèmes de santé comme une dégradation de l'au-dition. Les moyens de transport ou encore les systèmes de ventilation font partie de ces sources de bruit néfastes. Pour faire face à ce problème, de nombreuses études sont actuel-lement menées an de réduire le bruit généré par ces systèmes.

Ce projet de maîtrise s'inscrit dans le cadre d'un projet FQRNT (Fonds Québécois pour la Recherche sur la Nature et les Technologies) équipe mené par le département de génie mé-canique de l'université de Sherbrooke sur la réduction du bruit rayonné par les ventilateurs axiaux industriels. En eet, le bruit généré par les ventilateurs et plus généralement par l'ensemble des machines tournantes (hélices, ventilateurs, turbomachines) est un aspect de plus en plus crucial pour les industriels an d'améliorer le confort des consommateurs et de respecter les nouvelles normes environnementales en terme d'acoustique.

Utilisés dans un grand nombre de secteurs industriels, les ventilateurs axiaux font l'objet de multiples études dans le but de comprendre les mécanismes sources et de réduire le bruit généré (thème dominant de la conférence Fan 2015). Trois sources diérentes peuvent être identiées pour caractériser le bruit rayonné par un ventilateur axial :

1. le bruit provenant des parties électriques (principalement du moteur) ; 2. les bruits d'origine mécaniques (vibration, bruit de roulement...) ; 3. le bruit généré par l'interaction d'un écoulement d'air avec les pales.

Cette étude porte sur cette troisième source, devenue prépondérante depuis la réduction du bruit des deux autres, et plus précisément sur le bruit propre généré par l'écoulement de l'air sur la pale seule du ventilateur. An de réduire le niveau de cette source, il existe des moyens de contrôle actifs (création d'une source secondaire pour réduire la source primaire) et passifs (modication des matériaux, de la topologie...). Dans le cadre de ce projet, deux méthodes passives seront étudiées : le souage d'air en bord de fuite (gure 1.1 a) et la mise en place de dents de scie sur le bord de fuite (gure 1.1 b).

Le sujet du projet de maîtrise consiste à réaliser puis tester une maquette de prol de pale de ventilateur capable de recevoir diérents moyens de réduction de bruit (souage

a) b)

Figure 1.1 a) Prol d'aile équipé d'une fente de souage (Winkler)[58]. b) Prol d'aile équipé de dents de scie (Winkler)[58].

et dents de scie au bord de fuite). Les résultats obtenus seront ensuite comparés avec ceux obtenus par Winkler [58]et Gruber [16]sur un prol diérent.

Ce projet de maîtrise a pour but de répondre à la question de recherche suivante : Quels sont les eets acoustiques et aérodynamiques de la mise en place d'une fente de souage et de dents de scie sur le bord de fuite d'une pale de ventilateur ? L'objectif principal est de réaliser puis de tester une maquette de pale de ventilateur pouvant recevoir des moyens passifs de réduction de bruit comme le souage ou l'utilisation de dents de scie. Dans un premier temps une revue de littérature des travaux réalisés sur le bruit de prol isolé et sur ces deux moyens de réduction de bruit sera réalisée. La conception de la maquette modulable de test ainsi que la méthode expérimentale utilisée seront ensuite détaillées. Pour nir les résultats obtenus seront analysés et comparés aux travaux précédemment réalisés (Winkler [58], Gruber [16]...).

CHAPITRE 2

État de l'art

Les ventilateurs axiaux sont présents dans un grand nombre de systèmes an de contrôler la circulation de l'air notamment pour la gestion des transferts thermiques. Ces ventilateurs sont cependant une source de bruit non négligeable. De ce fait,les industriels sont amenés à améliorer l'acoustique de ces systèmes. Diérents travaux ont été menés ces dernières années an de comprendre et réduire ces sources acoustiques d'origine aérodynamique. Les principales sources aéroacoustiques d'un prol d'aile sont tout d'abord présentées. Un état de l'art des études réalisées sur le prol CD (Controlled Diusion) ainsi que des diérentes techniques de réduction de bruit est ensuite eectué. Enn,diérentes techniques d'analyse acoustique et aérodynamique sont présentées.

2.1 Identication des sources aéroacoustiques sur un

ventilateur axial

Deux types d'écoulement peuvent être dénis : le supersonique M > 1,où M est le nombre de Mach donné par M = U/c0 avec U la vitesse moyenne et c0 la vitesse du son

et le subsonique M < 1. Pour le régime de fonctionnement des ventilateurs,la vitesse d'écoulement est subsonique (classiquement à un Mach inférieur à 0.1) et le nombre de Reynolds basé sur la corde (Rec = U × c/ν avec c la corde du prol et ν la viscosité de

l'air) est de l'ordre de 105_{. Pour ces vitesses,le bruit généré par les ventilateurs peut être}

scindé en 3 grandes sources distinctes :

- le bruit provenant du moteur électrique,

- les bruits d'origine mécaniques résultants des vibrations,des roulements... - le bruit d'origine aérodynamique.

Les deux premières sources sont supposées négligeables et on ne s'intéresse qu'à la der-nière. À faible nombre de Mach,le bruit d'origine aérodynamique est principalement lié aux charges instationnaires qui se développent sur l'ensemble du ventilateur. En d'autres termes,il résulte des uctuations de force induites par l'écoulement sur la surface des pales

du ventilateur. Ce bruit aérodynamique peut se décomposer en diverses sources distinctes détaillées dans le livre de Guedel [17] :

1. le bruit de jeu qui résulte de l'interaction des tourbillons générés à l'extrémité des pales (dans le jeu entre la pale et la virole) avec la pale elle-même ou avec celle adjacente,

2. le bruit généré par l'impact du sillage d'un obstacle sur le stator (il s'agit couramment de l'interaction rotor-stator),

3. le bruit induit par les turbulences en amont du ventilateur et qui sont ensuite aspirées par ce dernier,

4. le bruit propre de la pale dans l'écoulement.

C'est cette dernière source qui est particulièrement étudiée dans ce projet. Cette partie est détaillée dans la Thèse de Winkler [58] ainsi que dans le rapport de Laroche [27] ou encore dans l'article de Guedel [18]. Le bruit propre de pale peut être décomposé en quatre points (gure 2.1) :

Figure 2.1 Sources aeroacoutiques d'un ventilateur axial [27].

1. Le bruit de décollement apparaît lorsque l'incidence de la pale par rapport à l'écou-lement devient trop importante. Le bruit généré par ce décoll'écou-lement est large bande avec un contenu fréquentiel basse fréquence.

2. Le bruit de couche limite laminaire instable intervient lorsque l'écoulement à l'entrée du ventilateur est très peu turbulent. Dans ce cas, des ondes d'instabilité ou ondes de Tollmien-Schlichting (T-S) sont convectées par l'écoulement et interagissent avec le bord de fuite ce qui crée un siement connu sous le nom de bruit tonal.

3. Le bruit de couche limite turbulente est un bruit large bande généré par l'interaction des structures tourbillonnaires présentes dans celle-ci avec une surface solide. Il reste négligeable pour les faibles nombres de Mach.

4. Le bruit de bord de fuite constitue un bruit large bande qui provient de la dirac-tion des uctuadirac-tions de pression pariétale de l'intrados ou de l'extrados au niveau du bord de fuite pour une couche limite turbulente. L'échappement tourbillonnaire, qui se développe lorsque le bord de fuite est épais devant les épaisseurs des couches limites, génère un bruit à bande étroite.

L'attention sera portée sur cette dernière source et sur les moyens de la réduire en plaçant une fente de souage ainsi que des dents de scie sur le bord de fuite d'un prol CD.

2.2 Description du prol CD et des résultats

précé-dents

Pour la conception des nouveauxventilateurs automobiles, un des facteurs de qualité prin-cipal est d'obtenir un rayonnement acoustique minimum pour un point de fonctionnement donné. Le bruit généré par ce type de machine axiale est à la fois tonal et large bande. Une part importante du bruit large bande est produit par le bord de fuite des pales. Il est généré par la diraction de l'énergie cinétique turbulente produite dans les couches limites des pales en ondes acoustiques au niveau du bord de fuite. Le prol CD utilisé est un prol de pale n et cambré développé par l'équipementier automobile Valeo pour les ventilateurs des systèmes de refroidissement. La corde est de 136 mm pour une épaisseur maximale 5.44 mm (gure 2.2). Ce prol, cambré de 12, permet d'obtenir une traînée très faible. De nombreuses études ont déjà été menées sur ce type de prol numériquement, expérimentalement et analytiquement.

En 2004 puis en 2005, Roger et Moreau [49] [36] étudient expérimentalement et analyti-quement le bruit propre large bande d'un prol CD. La maquette utilisée a une envergure de 300 mm. Elle dispose de 21 capteurs de pression pariétale déportés disposés le long de la corde. Le prol est testé dans une souerie anéchoïque à veine ouverte avec deuxlargeurs de jet diérentes 130 × 300 mm2 _{et 500 × 300 mm}2 _{et pour des vitesses allant de 16 à 41}

m/s pour le jet de 130 mm et de 16 à 30 m/s pour celui de 500 mm. Le prol est placé entre deuxplaques et est immergé dans le coeur potentiel du jet. Le nombre de Reynolds

Figure 2.2 Géométrie du Prol CD.

basé sur la corde (Rec) est alors compris entre 1.4 × 105 et 3.5 × 105. Le rayonnement

acoustique est capté en champ lointain par un microphone. L'étude analytique s'appuie sur les modèles de bruit de prol développés par Howe et de Amiet. Roger et Moreau ont mis en évidence la présence de trois régimes distincts d'écoulement dans le cas du jet de largeur 130 mm :

1. un régime de couche limite quasi laminaire sur tout le prol instable avec la présence d'onde T-S. Pour les faibles angles d'attaque du prol (3) (Á 0◦_{, la corde du prol}

est parallèle à l'écoulement, gure 2.2)

2. un régime de couche limite turbulente attachée pour les angles d'attaque intermé-diaires (13.5)

3. un régime de couche limite turbulente détachée pour les forts angles d'attaque (21). Le bruit mesuré en champ lointain corrèle avec les modèles de Howe et Amiet. Ces mo-dèles permettent donc de prédire le bruit propre de prol à bas Mach, et par conséquent de ventilateur subsonique. Pour le cas du jet de 500 mm, l'angle d'attaque du prol varie entre 8◦ _{et 15}◦ _{an de conserver le bruit large bande seul. L'augmentation de la largeur}

du jet engendre une augmentation de la portance du prol aérodynamique ainsi qu'un décollement de l'écoulement plus précoce et plus large pour un même angle d'attaque. La transition vers la turbulence est ainsi déclenchée par une bulle de décollement laminaire à

8◦_{et le spectre des pressions pariétales au bord de fuite se rapproche de celui d'une plaque}

plane avec gradient de pression adverse.

Wang et al. [57] eectuent la première simulation LES (Large Eddy Simulation) à un angle d'attaque de 8◦ _{an de prédire les uctuations de pression pariétale ainsi que le}

bruit du prol CD. Le nombre de Reynolds basé sur la corde est de 1.5 × 105 _{et le un}

nombre de Mach de 0.047. Les résultats de la simulation LES sont utilisés dans l'analogie acoustique Fowcs Williams et Hall basée sur celle de Lighthill avec une fonction de Green de demi-plan corrigée pour tenir compte de la corde nie du prol an de prédire le bruit de bord de fuite rayonné par le prol. Cette simulation est comparée aux mesures expé-rimentales précédentes [36][35]. L'analyse spectrale des uctuations de pression pariétale concorde avec les valeurs expérimentales pour les sections médiane et arrière du prol. Le bord d'attaque du prol, caractérisé par un décollement instable et une transition à la turbulence, est très sensible aux petites perturbations provenant de l'écoulement, il est donc dicile de comparer les résultats expérimentaux à la simulation. La méthode de pré-diction du bruit en champ lointain utilisant la solution de Fowcs Williams et Hall donne des résultats très proches de l'expérimental.

En 2006, Moreau et al. [35] comparent les résultats des simulations RANS (Reynolds Averaged Navier Stokes)[34] et LES [57] aux mesures l chaud et de pression pariétale eectuées à École Centrale Lyon dans la souerie anéchoïque de largeur 500 mm pour un prol à 8◦_{. Les vitesses moyennes obtenues numériquement dans le cône potentiel du jet}

autour du prol sont en bonnes adéquations avec les mesures au l chaud. Cependant, une plus grande déexion du jet due à la présence du prol ainsi qu'un sillage plus n avec un décit de vitesse plus faible sont obtenus numériquement.

En 2008, Christophe et Moreau [7] eectuent une simulation numérique LES pour un angle d'attaque de 15◦_{. Le nombre de Mach est de 0.047 et le nombre de Reynolds basé}

sur la corde de 1.6 × 105_{. Les résultats de la simulation numérique sont comparés aux}

me-sures eectuées précédemment [36][35] (meme-sures acoustiques en champs lointains, meme-sures de pression pariétale et mesures au l chaud). La simulation Fluent LES permet d'obtenir des coecients de pression à la surface du prol très proche des mesures. Les uctuations des pressions pariétales concordent également bien avec celles mesurées pour les fréquences supérieures à 1 kHz. Pour les basses fréquences, les niveaux demeurent surestimés comme dans la simulation à 8◦_.

En 2010, Neal [39] se rapproche de la conguration réelle d'un ventilateur et étudie expé-rimentalement dans sa thèse, l'eet de la rotation de l'écoulement sur le prol CD. Cette étude s'appuie principalement sur des mesures au l chaud, de PIV (Particle Image Velo-cimetry) et de pression pariétale. Les résultats montrent que la rotation du prol engendre un sillage du prol plus énergétique (décit de vitesse plus faible), mais aussi plus asymé-trique que sur le prol xe.

En résumé, le prol CD a été étudié numériquement, analytiquement et expérimenta-lement ces dernières années pour des angles d'attaques allant de 3◦ _{à 21}◦ _{et pour des}

nombres de Mach compris entre 0.047 et 0.121. Pour un angle d'attaque supérieur ou égal à 8◦_{, le rayonnement acoustique en champ lointain est large bande alors que pour des}

angles plus faibles, des instabilités dans la couche limite apparaissent et créent un bruit tonal. Nous allons désormais nous focaliser sur ce dernier régime. Les deux autres régimes sont étudiés par Idier [24].

2.3 Mécanisme de génération du bruit tonal sur un

prol aérodynamique

De nombreuses études ont été menées depuis les années 70 an de comprendre le mécanisme de génération du bruit tonal. En 1973, Paterson et al. [41] sont les premiers à obtenir des résultats majeurs sur ce phénomène. Ils étudient expérimentalement le bruit généré par des prols NACA 0012 et NACA 0018 au sein d'un écoulement de faible turbulence (0.1%) et pour des nombres de Reynolds (basés sur la corde) compris entre 4×105_{et 2.4×10}6_{. Les}

mesures sont eectuées dans une chambre anéchoïque pour des angles d'attaque des prols allant de −6◦ _{à 14}◦_{. Cette étude s'appuie principalement sur des mesures acoustiques}

en champ lointain ainsi que sur des mesures de uctuation de pression pariétale. Une cartographie de la présence du bruit tonal en fonction du nombre de Reynolds et de l'angle du prol (gure 2.3 a) ainsi qu'une courbe liant la vitesse de l'écoulement et la fréquence du bruit tonal (gure 2.3 b) sont les résultats majeurs de cette étude . L'allure générale de l'évolution de la fréquence du ton en fonction de la vitesse de l'écoulement est une loi de puissance en U1.5_{. Des fréquences secondaires disposées en escalier en fonction}

de la vitesse suivent des lois en U0.8_{. Paterson et al. [41] associent l'origine de la source}

acoustique à un lâché tourbillonnaire (ou vortex shedding). Il dénit alors un Strouhal (St) de 0.2 (communément associé à un vortex shedding de corps non prolé) basé sur

a) b)

Figure 2.3 a) Présence du bruit tonal en fonction de la vitesse et de l'angle d'attaque. b) Évolution de la fréquence du ton en fonction de la vitesse de l'écoulement (Paterson et al. [41].)

deux fois l'épaisseur de la couche limite (soit l'épaisseur du sillage)

St= 0.2 = 2f × δ/U, (2.1)

avec δ l'épaisseur de la couche limite et f la fréquence du ton. L'épaisseur de la couche limite au bord de fuite dans le cas d'une plaque plane peut être approximé par la relation :

δ= 5c/(Rec)1/2. (2.2)

La fréquence du ton est nalement donnée par

f = KU3/2/√cν, (2.3)

où K = 0.02. Cette loi, appelée loi de Paterson, est en bonne adéquation avec les résultats expérimentaux (gure 2.3 b) en prenant K = 0.011 (ce qui correspond à un strouhal de 0.11). La même observation est faite sur le prol NACA 0018. Les spectres de pression pa-riétale montrent également un pic aux mêmes fréquences que le bruit tonal qui augmente en allant vers le bord de fuite. Une très forte corrélation à la fréquence du bruit tonal est obtenue sur tous les signaux de pression le long du prol. Une étude de l'inter-corrélation entre le microphone situé à 30% de la corde et celui situé 70% montre un retard du signal

du microphone à 30% (propagation à une vitesse proche de celle du son) ce qui témoigne d'un rayonnement provenant du bord de fuite du prol. Les mesures de pression pariétale sont également cohérentes avec les mesures acoustiques en champ lointain à la fréquence du bruit tonal.

En 1974, Tam [55] remet en question la loi de Paterson basée sur le lâcher tourbillon-naire et propose un autre mécanisme de génération du bruit tonal. En eet, pour Tam, le prol ne crée pas de tourbillons dans son sillage comme le suppose Paterson. De plus le mécanisme du vortex shedding implique que la source se situe loin dans le sillage du prol alors que celle-ci est localisée près du bord de fuite. Enn, selon Tam cette explication ne permet pas d'expliquer convenablement la structure en escalier du bruit tonal ainsi que la présence simultanée de plusieurs tons.

Tam propose une boucle de rétroaction aérodynamique comme mécanisme de génération du bruit tonal décrite dans la gure 2.4 a). La couche limite laminaire instable de l'intra-dos fusionne avec la couche limite de l'extral'intra-dos pour former le sillage du prol. Lorsque celle-ci est excitée par des ondes acoustiques, des perturbations sont créées dans sillage au niveau du bord de fuite. Ces perturbations grossissent alors jusqu'à engendrer l'oscillation du sillage qui devient alors une source de bruit tonal et qui va à son tour déstabiliser la couche limite laminaire à l'intrados. Comme l'état au point A est le même après chaque itération de la boucle de rétroaction, la diérence totale de phase est obligatoirement un multiple de 2π (gure 2.4 a). Tam montre alors en s'appuyant sur les résultats de Paterson que la fréquence du bruit tonal peut s'exprimer par la relation

f = 6.85n × U0.8 (2.4)

avec n un entier. Il obtient alors la courbe gure 2.4 b qui s'accorde bien avec les résultats expérimentaux obtenus par Paterson.

Par la suite, Arbey et Bataille [1] étudient expérimentalement le bruit généré par trois diérents prols : un NACA 0012.8 et deux NACA 0012.16 dans un écoulement uni-forme et laminaire à diérents nombre de Reynolds. Les prols sont placés à 100 mm du convergent de la souerie de section 150 × 300 mm2 _{pour un angle d'attaque de 0}◦_{. Cette}

étude s'appuie principalement sur des mesures acoustiques en champ lointain réalisées à l'aide d'un microphone 1 pouce (25.4 mm) Bruel & Kjaer placé à 1.9 m perpendiculaire-ment à la corde.

a) b)

Figure 2.4 a) Mécanisme de génération du bruit tonal (Tam [55]). b) Évolu-tion de la fréquence du bruit tonal en foncÉvolu-tion de la vitesse de l'écoulement (Tam [55]).

fréquence fs et sur laquelle vient se superposer une multitude de pics (gure 2.5 a). Le

bruit large bande est provoqué par la diraction des instabilités, qui se développent dans la couche limite, par le bord de fuite. Arbey et Bataille associent également ce bruit tonal

a) b)

Figure 2.5 a) Spectre du bruit tonal obtenu par Arbey et Bataille [1]. b) Mé-canisme de génération du bruit tonal l'écoulement.

à un mécanisme de rétroaction aéroacoustique prenant place dans les instabilités de la couche limite comme l'a proposé Tam [55]. La principale diérence avec le modèle de Tam provient de la position du point de rétroaction qu'ils situent au niveau du point de vitesse

maximum sur le prol point A sur la gure 2.5 b. Ils modient donc le modèle de Tam en

fnL/cr(1 + cr/c0− U) = n + 1/2, (2.5)

avec L la distance entre le point de vitesse maximum et le bord de fuite, cr la vitesse de

phase des perturbations de grande échelle et c0 la vitesse du son.

En 1999 Nash, et al. [38] ont étudié le mécanisme de génération du bruit tonal expéri-mentalement et théoriquement. Contrairement aux études précédentes, celle-ci est réalisée à l'aide d'un prol NACA 0012 placédans une souerie à veine fermée associéà des mesures de vitesse avec la méthode LDA (Laser-Doppler Anemometer) an de réduire au maximum les eets d'installations. La turbulence résiduelle de la souerie est de 0.05% et la zone de test est un rectangle de section 850× 600 mm2_{. Les mesures sont réalisées pour}

un nombre de Reynolds allant jusqu'à 1.45 × 106_{. Les mesures acoustiques sont obtenues}

en plaçant un microphone B&K 1/2 pouce, protégé par un bec conique an de réduire le bruit de fond liéà l'écoulement, à 100 mm derrière le bord de fuite du prol.

Dans un premier temps, les mesures sont réalisées en conservant les murs rigides de la souerie. Des spectres acoustiques composés de plusieurs raies tonales distinctes sont ob-tenus. La gure 2.6 a donne l'évolution de la fréquence du bruit tonal en fonction de la

a) b)

Figure 2.6 a) Fréquence du bruit tonal en fonction de la vitesse (souerie non anéchoïque). b) Fréquence du bruit tonal en fonction de la vitesse (souerie anéchoïque) [38].

vitesse. Les mesures sont en bonne adéquation avec le modèle de Paterson (U1.5_{) d'un}

point de vue global et des structures en escalier concordent avec la loi de Tam (U0.8_).

Les parois de la souerie sont ensuite modiées pour être rendues anéchoïques, les spectres acoustiques mettent en évidence un pic unique suivant une loi de puissance en U0.8 _(gure

et al. concluent alors que les structures complexes composées de plusieurs raies tonales obtenues dans les autres études sont probablement liées à des eets d'installation comme des résonances.

Les mesures de vitesse par LDA ont permis d'obtenir des mesures précises des prols de vitesse près du prol sans intrusion dans l'écoulement. Ces mesures révèlent la présence de fortes instabilités qui grossissent dans la couche limite intrados près du bord de fuite. Ces instabilités s'enroulent ensuite en vortex pour former une allée de Von Karman qui rayonne à la fréquence du bruit tonal. Ils constatent également que l'amplication maxi-male de ces instabilités a lieu à cette même fréquence.

Pour nir, ils proposent un nouveau mécanisme de génération de ce bruit tonal s'appuyant sur une amplication des ondes T-S dans la couche de cisaillement laminaire au bord de fuite du prol.

En 2007, Desquesnes et al. [10] eectuent une DNS (Direct Numerical Simulation) en 2D sur un prol NACA 0012 an de comprendre le mécanisme de génération du bruit tonal. Deux cas sont étudiés : le premier avec un angle d'attaque de 2◦ _{pour un nombre de}

Reynolds de 2×105_{et le second avec un angle d'attaque de 5}◦_{pour un nombre de Reynolds}

de 1 × 105_{. Le cas 1 seulement montre un spectre acoustique caractéristique d'un régime}

d'écoulement avec bruit tonal. Une fréquence principale associée à deux pics secondaires espacés de 64 Hz domine le spectre acoustique. Pour le cas 2, le rayonnement est large bande. Dans les deux cas, la source acoustique est dipolaire et est localisée au bord de fuite du prol. Ils identient que la principale diérence entre les deux congurations est la présence d'une bulle de recirculation au bord de fuite à l'intrados du prol dans le cas 1. Cette bulle de recirculation a déjà était identiée comme une condition nécessaire à la présence du bruit tonal. La transformée de Fourier des uctuations de pression pariétale montre la présence du pic tonal dans les uctuations hydrodynamiques et acoustiques. Ils conrment le mécanisme de génération du bruit tonal proposé par Nash et al. [38] basé sur une boucle de rétroaction entre la couche limite à l'intrados et la source acoustique en raison de l'interaction des ondes TS avec le bord de fuite (gure 2.7). Le principal pro-blème est que ce mécanisme ne permet pas d'expliquer la présence des pics secondaires. En analysant l'écoulement au bord de fuite, ils constatent que la diérence de phase entre les uctuations hydrodynamiques entre l'intrados et l'extrados a un impact important sur l'amplitude des ondes acoustiques produites.

En 2012, Tam et Ju [56] étudient ce mécanisme en réalisant une simulation numérique DNS (Direct Simulation Simulation) 2D an de s'aranchir des eets liés aux installations

Figure 2.7 Mécanisme de génération du bruit tonal pour Desquesnes et al. [10]

expérimentales (bruit de fond des soueries, taux de turbulence en entrée, taille de la souerie...). L'étude se porte sur trois prols NACA 0012 dont les bords de fuite sont dif-férents (plus au moins tronqué) à un angle d'attaque nul et pour des nombres de Reynolds compris entre 2 × 105 _{et 5 × 10}5 _{(régime inférieur aux expériences de Paterson, Nash et}

Plogmann). Sur chaque simulation, un unique pic tonal est présent comme le montre la gure 2.8 a). La fréquence du bruit tonal évolue suivant une droite parallèle au modèle

a) b)

Figure 2.8 a) Spectre acoustique obtenu par Tam et Ju numériquement [56] pour Rec = 4 × 105. b) Fréquence du bruit tonal en fonction de la vitesse [56]

de Paterson [41] (gure 2.8 b) ), ce qui témoigne de la présence d'un mécanisme similaire aux études expérimentales.

provoquée par les montages expérimentaux et pas directement par le prol.

En 2012, Chong et al. [5] étudient expérimentalement le bruit tonal pour diérents nombres de Reynolds (entre 1 × 105 _{et 6 × 10}5_{) et angles d'attaque (0}◦_{, 1.4}◦ _{et 4.2}◦_{) sur un prol}

NACA 0012. Ils obtiennent dans la plupart des cas un spectre composé d'une bosse large bande dominée par plusieurs pics tonaux. Ils constatent que le bruit tonal produit par les couches limites à l'extrados est négligeable. Ils observent également que l'amplication des ondes TS à l'intrados est généralement en accord avec le spectre acoustique. En augmen-tant l'angle d'attaque du prol, ils constatent que le rayonnement acoustique devient plus tonal (la bosse large bande est plus faible).

En 2013, Plogmann et al. [43] se focalisent sur le mécanisme de rétroaction acoustique. Les mesures sont eectuées sur deux NACA 0012 de corde c = 200 mm et c = 400 mm, pour des angles d'attaque compris entre 0◦ _{et 9}◦ _{et un nombre de Reynolds basé sur la}

corde compris entre Rec = 3.1 × 105 et Rec = 1.5 × 106. La souerie est à circuit ouvert

avec une section de 730 × 2730 mm2 _{pour une longueur de 3150 mm et un taux de}

tur-bulence de 0.2%. Des bandes rugueuses sont placées sur l'intrados et l'extrados des prols an de modier la réceptivité des couches limites et donc changer les conditions initiales de la boucle acoustique. Des mesures acoustiques sont eectuées grâce à deux ls chauds en utilisant la méthode de vitesse de particules cohérentes (en anglais Coherent Particule Velocity ou CPV) développée par Würz et al. [60]. Cinq capteurs de pression pariétale sont placés dans le sens de l'envergure à 4.6 mm du bord de fuite. Une visualisation de l'écoulement est obtenue en appliquant de l'huile sur le prol, notamment pour détecter les éventuelles bulles de décollement. Comme Arbey & Bataille [1], la signature acoustique du prol est caractérisée par des zones larges bandes sur lesquelles viennent se superposer plusieurs pics. La visualisation de l'écoulement montre que la présence d'une bulle de dé-collement est une condition nécessaire à l'émission du bruit tonal. Les bandes rugueuses collées sur le prol permettent de montrer que la distance entre le point de déstabilisation de la couche limite et le bord de fuite joue un rôle à la fois dans la détermination du pic large bande, mais aussi dans l'espacement entre les pics secondaires. Ce comportement n'est pas présent à l'extrados, où aucune diérence notable n'apparaît pour l'ensemble des positionnements des bandes rugueuses.

En 2014, Pröbsting et al. [45] étudient expérimentalement le mécanisme de génération du bruit tonal. Les mesures sont réalisées sur un prol NACA 0012 pour des faibles angles d'attaque (0◦_{, 1}◦_{, 2}◦ _{et 4}◦_{) et un nombre de Reynolds compris entre 1 × 10}5 _{et 2.7 × 10}5_.

Des mesures de PIV résolu en temps au bord de fuite et acoustiques sont simultanément réalisées an de montrer le lien entre les structures de l'écoulement et le rayonnement acoustique. Ils montrent la présence d'une modulation d'amplitude du bruit tonal. La dé-composition en ondelette révèle une modulation en fréquence de mΔf avec m = 1, 2.. du bruit tonal lié à l'apparition des pics secondaires séparés de 2mΔf sur le spectre acous-tique. Ils montrent également par une étude spatio-temporelle des résultats PIV que la fréquence du pic tonal principal est égale à la fréquence à laquelle des structures tourbillon-naires passent le bord de fuite. Ils excluent donc l'hypothèse du bruit tonal généré par une instabilité du sillage (Tam [55]). Ils observent également des modulations d'amplitude pé-riodiques des uctuations de vitesses près du bord de fuite. Ils concluent alors que les tons multiples peuvent découler non seulement d'une modulation de phase des uctuations des pressions à l'extrados et à l'intrados [10], mais aussi d'une modulation de l'amplitude des uctuations. Enn ils remarquent que la rétroaction ne doit pas nécessairement être sur les deux côtés du prol pour que le bruit tonal apparaisse.

En résumé, le régime du bruit tonal apparaît généralement sur les prols isolés pour les faibles Reynolds et pour les faibles angles d'attaque. La gure 2.9 regroupe les résultats obtenus sur le prol NACA0012. Les symboles pleins indiquent les cas ou le bruit tonal et présent (BT), les symboles vides indiquent les zones ou le bruit tonal est absent (Pas BT). Les lignes noires entre deux symboles indiquent une plage sur laquelle les résultats sont similaires. Aucun consensus n'est encore trouvé pour expliquer le mécanicisme de généra-tion du bruit tonal précisément. Les dernières études semblent cependant converger vers une instabilité des couches limites liées à une rétroaction acoustique entre ces dernières et le bord de fuite. Enn, pour Tam [56], les tons secondaires sont issus d'eet d'installation, car ils ne se retrouvent pas sur sa simulation numérique, cependant celle-ci est eectuée en 2D et à bas Reynolds.

2.4 Méthodes de réduction du bruit propre du prol

Deux grandes techniques de réduction de bruit existent en acoustique : le contrôle actif et le contrôle passif. Les moyens actifs, étudiés dans la thèse de Gerard [14], sont basés sur la superposition de deux ondes acoustiques (gure 2.10) : l'onde secondaire (S2), générée au point L, vient annuler l'onde perturbatrice primaire (S1), générée au point A. Un microphone M capte la source primaire puis un contrôleur V pilote la source secondaire an de créer une onde acoustique de phase opposée à S1 et ainsi la réduire. Le contrôle passif s'appuie sur une modication topologique de la géométrie, des matériaux d'un prol

Figure 2.9 Graphique montrant les zones d'apparition du bruit tonal sur le prol NACA0012 en fonction de l'angle d'attaque et du nombre de Reynolds basé sur la corde.

Figure 2.10 Fonctionnement du contrôle actif [14].

ou encore sur l'ajout d'obstructions an de réduire le rayonnement acoustique. Un grand nombre de travaux ont été réalisés depuis les années 70 an de réduire le bruit de prols aérodynamiques en utilisant des moyens de réductions passifs en s'inspirant notamment de la nature.

2.4.1 Réduction du bruit de prol par la mise en place de balais

ou de dents de scie au bord de fuite

En 1972, Kroeger et al. [26] montrent que les chouettes ont un vol très silencieux et que cela est lié à la morphologie de leurs ailes et plus précisément à 3 caractéristiques spéciques : - les peignes au niveau du bord d'attaque des ailes permettent de casser les tourbillons

en amont de l'aile,

- les structures en dents de scie au niveau du bord de fuite permettent de réduire le bruit de bord de fuite,

- le duvet de plume sur la surface de l'aile atténue le bruit des couches limites.

Partant de cette observation, un moyen de réduction de bruit utilisant des balais ou des dents de scie sur les bords de fuite et d'attaque des prols est développé. Des travaux analytiques comme ceux de Howe [22] ou expérimentaux (Herr [21], Finezet al. [12], Gru-ber [16], Winkler [58]) mettent en avant les géométries optimales pour obtenir une réduc-tion de bruit maximale.

En 1991, Howe [22] étudie analytiquement le bruit rayonné par un prol équipé de dents de scie au bord de fuite pour des faibles nombres de Mach et un écoulement turbulent. Le prol est approximé par une plaque plane d'envergure innie à un angle d'attaque nul (gure 2.11 a) ). Il montre que dans un tel cas, la densité spectrale de la pression ps est :

< ps(x, ω)p∗s(x, ω) >= Φ(x, ω)δ(ω − ω), (2.6)

Φ(x, ω) = Cm(ρu2_∗)2lδ2

πc₀|x|2 sin(φ) sin

2_{(θ/2)Ψ(ω), (2.7)}

avec Cm = 0.1553, u∗= 0.03U, δ l'épaisseur de la couche limite, l la largeur du prol dans

l'écoulement, Ψ(ω) le spectre adimensionné qui dépend de la géométrie du bord de fuite, θ l'angle azimutal entre l'observateur et le prol, φ l'angle d'élévation et x la distance entre l'observateur et le bord de fuite (gure 2.11 a).

a) b)

Figure 2.11 a) Modèle analytique de Howe [22] pour un prol à dents de scie. b) Bruit de bord de fuite pour diérentes géométries de dents de scie [22].

Pour des dents de scie sinusoïdales de longueur 2h et de période λ, le spectre adimensionné s'exprime par Ψ(ω) = ∞  n=−∞ (ωδ/Uc)2+ 2πnδ/λ)2 [(ωδ/Uc)2+ (2πnδ/λ)2+ 2]2 J_n2(ωh/Uc), (2.8)

avec Jn les fonctions de Bessel, = 1.33 et Uc la vitesse de convection. La gure 2.11 b

montre l'évolution du spectre adimensionné Ψ(ω) en fonction de la géométrie du bord de fuite. La ligne noire pointillée correspond à un prol de référence dépourvu de dents de scie au bord de fuite. Lorsque le rapport λ/h diminue (les dents de scie sont donc plus longues et étroites), le niveau du spectre acoustique diminue principalement pour les hautes fré-quences. Le modèle analytique de Howe prédit une meilleure réduction acoustique pour des dents de scie longues et nes allant jusqu'à 8 dB pour un rapport λ/h = 1.

En 2013, Azarpeyvand et al. [2] poursuivent l'étude analytique de Howe. Ils calculent le spectre adimensionné pour diérentes géométries de bord de fuite (sinusoïdal, dents de scie, dents de scie fendues, sinusoïdales avec dents de scie ...). La meilleure réduction de bruit est obtenue pour des dents de scie fendues longues et nes.

En 2014, puis en 2015 Sinayoko et al. [54] [30] poursuivent encore une fois cette étude. Le modèle de Howe se limitant aux faibles nombres de Mach, ils généralisent le modèle de pré-diction acoustique d'Amiet pour le cas d'un prol équipé de dents de scie au bord de fuite. Ils regardent également l'eet de la rotation des pales sur le bruit rayonné. Ils constatent que la rotation du prol n'engendre pas de grosses modications sur le rayonnement du prol. Le nouveau modèle analytique développé donne des résultats plus proches de l'ex-périmental que le modèle analytique de Howe, car il surestime moins le gain acoustique engendré par les dents de scie. Il montre que la réduction acoustique engendrée par des dents de scie nes au bord de fuite est comprise entre 5 et 10 dB sur une large plage de fréquence (les observations expérimentales donnent en moyenne des réductions acoustiques de 5 à 7 dB pour de telles dents de scie). Ils montrent également que le mécanisme de réduction de bruit en utilisant des dents de scie est basé sur les interférences destructives dues au déphasage de la pression diractée au bord de fuite. Deux paramètres géomé-triques sont déterminants pour qu'une réduction acoustique apparaisse. Tout d'abord, la longueur creux à pic des dents doit satisfaire k1h >>1 avec k1le nombre d'onde convectif

suivant la corde du prol an que la diérence de phase induite le long du bord de la dent soit susante. Deuxièmement, k1he >> 1 est nécessaire pour assurer que les diérences

dent pour laquelle la turbulence peut être considérée cohérente).

En 2005, Herr et Dobrynski [21]étudient expérimentalement les eets acoustiques et aéro-dynamiques de diérents balais sur le bord de fuite d'une plaque plane à un angle d'attaque nul. Les mesures sont réalisées dans une souerie anéchoïque de section 1200 × 800 mm2

et pour des nombres de Reynolds compris entre 2.1×106_{et 7.9×10}6_{. La présence de balais}

au niveau du bord de fuite permet une réduction de 2 à 14 dB du bruit de prol pour une large plage de fréquence. La réduction acoustique est meilleure pour des balais de grande longueur par rapport à des courts. Les balais orent également de meilleurs résultats que les dents de scie, car ils s'adaptent plus facilement à la modication de l'angle d'attaque du prol et aux ux d'air. Les perturbations sont donc minimisées.

En 2010, Finezet al. [12]étudient expérimentalement l'eet acoustique de 6 balais dif-férents sur le bord de fuite d'un prol aérodynamique. Les mesures sont réalisées sur un prol NACA65(12)-10 de corde 130 mm et d'envergure 300 mm placé dans une souerie anéchoïque de section 150 × 300 mm2_{. Les balais sont réalisés avec des bres de}

polypro-pylène (gure 2.12 a). L'étude s'appuie sur des mesures acoustiques en champ lointain, des mesures aérodynamiques au l chaud ainsi que des mesures de pression pariétale. La

a) b)

Figure 2.12 a) Balais utilisés par Finez et al.. b) Spectre acoustique en champ lointain obtenu sur un prol équipé de balais par Finez et al. [12].

gure 2.12 b montre le spectre acoustique en champ lointain obtenu pour des balais dont les bres sont de longueur 10 mm et de diamètre 0.5 mm pour une vitesse de 30 m/s. Pour des fréquences comprises entre 600 Hz et 2 000 Hz, les balais permettent de réduire jusqu'à 3 dB le bruit rayonné par le prol. Des calculs de cohérence dans le sillage du prol montrent que les balais permettent de désorganiser les structures turbulentes avant qu'elles ne rayonnent au bord de fuite du prol.

En 2012, Gruber [16] étudie expérimentalement dans sa thèse la réduction de bruit d'un prol avec diérentes géométries de bord d'attaque et de fuite. L'étude est réalisée sur un prol symétrique NACA0012 et un prol cambré NACA65(12)-10 dans une souerie anéchoïque à veine ouverte de section de test de 0.45 × 0.15 m2 _{pour un nombre de Mach}

compris entre 0.06 et 0.24. l'étude s'appuie sur des mesures acoustiques en champ lointain, et de localisation de source ainsi que sur des mesures aérodynamiques au l chaud et de pression pariétale sur le prol et notamment au bord de fuite. Les mesures acoustiques montrent une réduction de bruit allant jusqu'à 5 dB sur une large plage de fréquence. De grandes disparités sont observées suivant la géométrie des dents de scie utilisée. Les me-sures de pressions à la paroi montrent une diminution des cohérences au niveau des dents ainsi qu'une diminution de la vitesse de phase à laquelle la turbulence et convectée proche de la paroi. Aucune modication signicative de la portance n'est visible par l'ajout des dents de scie. Il constate en revanche une augmentation de la traînée de l'ordre de 10% et augmente quand la période des dents est diminuée. L'intensité de la turbulence dans le sillage du prol est réduite de 10% pour les dents plus larges et courtes par rapport au prol de référence. En résumé, ils constatent que, malgré un gain acoustique des dents de scie, ces dernières tendent à diminuer les performances aérodynamiques. Le bon compro-mis entre performance aérodynamique et acoustique est obtenu pour un rapport période sur demie longueur (λ/h = 0.3).

En 2013, Moreau et Doolan [36] étudient le bruit généré par les dents de scie au bord de fuite sur une plaque plane à des faibles nombres de Reynolds (entre 1×105 _{et 1.3×10}5_{). Ils}

testent deux géométries de dents de scie. Les dents larges (λ/h = 0.6) permettent d'obtenir un gain acoustique allant jusqu'à 11 dB sur une large plage de fréquence. En revanche, les dents nes (λ/h = 0.2) génèrent un bruit tonal à basse fréquence allant jusqu'à 10 dB.
À haute fréquence elles permettent néanmoins d'obtenir un gain acoustique similaire aux larges dents de scie. L'étude de l'écoulement dans le sillage montre que les dents nes sont responsables de la formation d'intenses tourbillons qui provoquent la production du bruit tonal. Les dents larges réduisent, en revanche, la turbulence à basse fréquence ce qui explique la réduction du bruit rayonné.

En 2014, Sanjosé et al. [51] eectuent une simulation numérique DNS (Direct Numerical Simulation) sur un prol CD équipé de dents de scie au bord de fuite. Le champ acous-tique est obtenu directement de la simulation en utilisant la méthode de Lattice Boltzmann (LBM). Le nombre de Mach est de 0.2. Le champ acoustique en champ lointain ainsi que les uctuations des pressions pariétales au bord de fuite montrent une nouvelle fois

l'ef-cacité des dents de scie comme technique de réduction de bruit. Le gain acoustique est présent entre 1000 et 3000 Hz et atteint environ 8 dB.

En 2015, Liu et al. [29] étudient expérimentalement les eets aérodynamiques et aéroa-coustique de diérentes géométries de dents de scie au bord de fuite d'un prol symétrique NACA0012 et d'un prol asymétrique NACA 65(12)-10. Les mesures sont réalisées pour un nombre de Reynolds basé sur la corde compris entre 2 × 105 _{et 6 × 10}6_{. 3}

congura-tions de dents de scie (λ/h = 0.2, 0.6, 1.5) ainsi que 2 conguracongura-tions de dents de scie fendues (λ/h = 0.6, largeur des fentes : 0.5 mm et longueurs des fentes : 15, 5 mm) sont testées. L'étude est basée sur des mesures portance et de traînée à l'aide d'une balance aérodynamique ainsi que sur des mesures de Laser Doppler Anemometry (LDA) 2D et l chaud dans le sillage du prol. Les mesures des forces aérodynamiques sur les prols montrent que l'utilisation de dents de scie engendre généralement une réduction de la por-tance du prol. Liu et al. montrent également que les dents de scie les plus ecaces en terme d'acoustique (dents de scie fendues ou nes) sont celles qui provoque la plus grosse réduction de la portance. Les mesures dans le sillage du prol montrent quant à elles que les dents de scie permettent de réduire signicativement le niveau de turbulence dans le sillage du prol.

Également en 2015, Serpieri et al. [52] étudient l'eet des dents de scie au bord de fuite sur le bruit de couche limite instable. L'étude est réalisée sur un prol NACA 0018 à un nombre de Reynolds compris entre 3.3×105 _{et 4.7×10}5_{. Des mesures aérodynamiques par}

PIV résolue en temps ainsi que des mesures acoustiques en champ lointain sont réalisées sur le prol. Trois géométries de dent de scie sont testées : λ/h = 0.6 (h = 5 mm et

λ = 3)et 1 (h = 5 mm, λ = 5 mm et h = 10 mm, λ = 10 mm). La gure 2.13 donne le

spectre acoustique obtenu par Serpieri et al. pour deux Reynolds diérents (3.33×105 _m/s

et 4.66 × 105_{) et pour diérentes géométries de dents de scie au bord de fuite. Le}

rayon-nement tonal du prol est très nettement diminué par la présence des dents de scie au bord de fuite. La réduction est la plus importante pour les dents longues avec un rapport

λ/h = 1. Les dents de scie rehaussent la turbulence de l'écoulement au bord de fuite du

prol ce qui réduit la formation des ondes de Tollmien-Schlichting. La corrélation de ces ondes suivant l'envergure est également aectée par les dents de scie.

Toujours en 2015, Qiao et al. [46] tentent de réduire le bruit large bande d'une pale de turbomachine en plaçant des dents de scie au bord de fuite. Les mesures sont réalisées sur 5 pales en cascade à l'aide d'une antenne de microphone linéaire. Le nombre de Reynolds

Figure 2.13 Spectre acoustique obtenu par Serpieri et al. [52] sur le NACA 0018 pour diérentes dents de scie au bord de fuite pour un nombre de Reynolds Rec

de 3.33 × 105 _{m/s à gauche et 4.66 × 10}5 _{à droite.}

est compris entre 1.6×105 _{et 3.2× 10}5_{. Les résultats montrent que les dents de scie orent}

une réduction du bruit de bord de fuite (jusqu'à 2 dB) principalement sur la plage de fréquence de 1600 à 5000 Hz. La meilleure réduction est obtenue pour des dents nes. Lorsque la vitesse d'entrée augmente, la réduction de bruit diminue. Après 39 m/s plus aucun gain acoustique n'est observable.

En résumé, les dents-de-scie au bord de fuite ont été étudiées sur de nombreuses con-gurations. Dans la plupart des cas, celles-ci permettent d'obtenir un gain acoustique non négligeable (tableau 2.1). Aérodynamiquement, elles permettent de désorganiser l'écoule-ment au bord de fuite. Une diminution des performances aérodynamiques est néanmoins parfois observée.

Article Prol Régime Angle T yp e de den ts Gain Herr et Dobrynski [21] plaque plane Re c =2 .1 × 10 6 0 ◦ balais 2 à 14 dB à 7 .9 × 10 6 Finez et al. [12] NA CA 65(12)-10 Re c =1 .73 × 10 5 0 ◦ balais 3 dB à 3 .47 × 10 5 Grub er [16] NA CA 65(12)-10 Mac h=0 .06 0 ◦ 37 géométries de den ts 5 dB, réduction plus et NA CA 0012 à 0 .24 de scie diéren tes imp ortan te sur les den ts nes Moreauet Do olan [33] plaque plane Re c =1 × 10 5 0 ◦ 2 géométries de den ts 11 dB po ur les den ts larges à 1 .3 × 10 5 λ/h =0 .6 et λ/h =0 .2 Apparition d'un bruit tonal po ur les den ts nes Liu et al. [29] NA CA 65(12)-10 Re c =2 × 10 5 resp ectiv emen t − 5 ◦à 20 ◦ 5 géométries de den ts pas de mesure et NA CA 0012 à 6 × 10 5 et 0 ◦à 20 ◦ (fendues ou non) acoustique Serpieri et al. [52] NA CA 0018 Re c =3 .3 × 10 5 resp ectiv emen t 0 ◦ 3 géométries de den ts Réduction imp ortan te à 4 .7 × 10 5 dubru it tonal Qiao et al. [46] pale de Re c =1 .6 × 10 5 resp ectiv emen t 7 ◦ 2 géométries de den ts Réduction jusqu'à de turb omac hine à 3 .2 × 10 5 λ/h =1 et 2 2 dB Tableau2.1 Tableaurécapitu latif dugain engendré par les den ts de scie/balais aub ord de fu ite.